Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Закономерности деформирования пылевато-глинистых грунтов и их учет при расчете осадок во времени 9
1.1 Лабораторные исследования напряженно-деформированного состояния пылевато-глинистых грунтов 9
1.2 Основные принципы моделирования работы грунтовой среды 16
1.3 Методы прогноза осадок фундаментов на пылевато-глинистых грунтах 19
1.4 Задачи и цели исследования 32
Глава 2. Методологические особенности расчета осадок фундаментов на слабых глинистых грунтах 34
2.1 Особенности поведения слабых глинистых грунтов Санкт-Петербурга 34
2.2 Анализ особенностей выбранной упрочняющейся упруго-вязко-пластической модели при расчете нелинейных деформаций грунта
2.3 Учет развития деформаций грунта во времени на основе выбранной упруго-вязко-пластической модели 41
2.4 Моделирование процесса деформирования грунта во времени 45
2.5 Выводы по главе 2 51
Глава 3. Экспериментальное определение прочностных и реологических параметров глинистого фунта для численного моделирования деформации во времени
3.1 Методические особенности испытания пылевато-глинистых грунтов в лабораторных условиях 52
3.2 Определение параметров деформационного упрочнения для выбранной упруго-вязко-пластической модели на основе лабораторных и полевых испытаний
3.3 Сравнение результатов расчетов по выбранной модели со стендовыми испытаниями, моделирующими сложное напряженно-деформированное состояние фунта
3.4 Выводы по главеЗ 73
Глава 4. Сопоставление численных расчетов с данными натурных наблюдений за осадками зданий 75
4.1 Анализ результатов расчетов с данными натурных наблюдении за осадками зданий 75
4.2 Оценка эффективности предлагаемой методики расчетов 91
4.3 Прогноз осадки комплекса зданий на территории Санкт-Петербурга 96
4.4 Выводы по главе 4 109
Основные выводы \\\
Список литературы ИЗ
Приложение 1 126
- Основные принципы моделирования работы грунтовой среды
- Анализ особенностей выбранной упрочняющейся упруго-вязко-пластической модели при расчете нелинейных деформаций грунта
- Определение параметров деформационного упрочнения для выбранной упруго-вязко-пластической модели на основе лабораторных и полевых испытаний
- Оценка эффективности предлагаемой методики расчетов
Введение к работе
Учет совместной работы основания, фундамента и надземных конструкций здания в соответствии с требованиями действующих норм является одним из основных принципов проектирования зданий и сооружений. При этом в нормативных документах рекомендуется «учитывать геометрическую и физическую нелинейность, анизотропность, пластические и реологические свойства материалов и грунтов».
Достоинством такого подхода является возможность получения усилий в надземных и фундаментных конструкциях здания, связанных с развитием неравномерных деформаций основания. Однако в большинстве случаев результатом таких расчетов является определение конечных деформаций основания, соответствующих стадии стабилизации осадок. Требование учета реологических свойств грунтов, связанных с развитием деформации основания во времени, в практических расчетах часто не учитывается.
Как известно из натурных наблюдений, осадки зданий на глинистых фунтах могут развиваться в течение достаточно длительного периода времени (нескольких десятилетий). В таких условиях при совместных расчетах, основанных на рассмотрении стадии стабилизации деформаций, не оценивается промежуточный и достаточно длительный период развития этих деформаций. В результате решение некоторых задач становится некорректным или вообще практически невозможным. Типичным примером является оценка взаимного влияния зданий при поэтапном возведении. В этом случае для расчета взаимного влияния двух соседних зданий необходимо оценивать доли деформации основания первого здания до начала строительства второго. Такая оценка подразумевает необходимость расчета деформаций основания во времени, от точности которой будут принципиальным образом зависеть величины напряжений в конструкциях зданий, связанные с взаимным влиянием. Таким образом, разработка методики расчета деформации основания во времени является актуальной,
прежде всего, для корректной оценки усилий в конструкциях с учетом реальных сроков и последовательности возведения сооружений.
Вторым существенным фактором актуальности расчета деформаций основания во времени является появление дополнительных возможностей при анализе данных натурных наблюдений. В большинстве случаев наблюдения за деформациями основания зданий и сооружений производится в течение относительно короткого периода времени, в течение которого не всегда наблюдается стабилизация осадок. Для оценки конечной осадки по данным таких незавершенных наблюдений необходима экстраполяция, которая является достаточно неточной. В результате, статистический материал для сравнения наблюдаемых конечных осадок здания с расчетными величинами осадок является недостаточным. Анализ деформаций во времени позволяет оценивать тенденции развития осадок, проявляющиеся на начальном этапе строительства и эксплуатации здания, и сравнивать расчетные и измеренные величины осадок на различные периоды времени. Таким образом, разработка методики расчета деформаций основания во времени является актуальной для выполнения статистической оценки достоверности геотехнических расчетов по сравнению с данными натурных наблюдений.
Анализ деформаций основания во времени на стадии проектирования позволяет прогнозировать динамику развития осадок и усилий в конструкциях здания, и использовать данный прогноз при интерактивном геотехническом мониторинге. В результате появляется возможность оценки корректности выполненного прогноза уже на начальных стадиях наблюдения. Такое сопоставление является актуальным для принятия решений о степени опасности тех или иных наблюдаемых на строительной площадке явлений.
Целью данной работы является получение в лабораторных и полевых условиях исходных данных для численного моделирования строительных ситуаций и на этой основе создание методики расчета деформаций основания
во времени с учетом его совместной работы с надземными конструкциями здания.
Для реализации этой цели были поставлены и решены следующие задачи:
Произведен анализ существующих методов расчета и принципов учета развития осадок основания во времени, выявлены их достоинства и недостатки.
Выявлены основные методологические особенности, связанные с лабораторными испытаниями грунтов и в большей степени влияющие на получаемые результаты.
По результатам полевых и лабораторных испытаний получены необходимые для численного моделирования корреляционные зависимости прочностных и реологических характеристик грунта от его физических свойств и данных статического зондирования, выявлены общие закономерности.
Решена серия тестовых примеров развития осадки во времени с использованием стендовых и стабилометрических испытаний, выполненных по специальной и стандартной методикам.
Проанализирована достоверность разработанной методики расчета деформации основания во времени на основе сопоставления результатов этих расчетов с данными имеющихся наблюдений за осадками 15 зданий на характерных фунтах Санкт-Петербурга.
Для решения данных задач были применены аналитические и численные методы исследования. Достоверность результатов расчетов подтверждается сопоставлением с данными лабораторных и натурных наблюдений.
Научная новизна работы состоит в следующем: 1. Разработана методика получения исходных параметров для принятой
упруго-вязко-пластическои реологической модели грунта на основе
специально разработанного комплекса лабораторных и полевых испытаний.
Выявлены закономерности, позволяющие с достаточной точностью оценить необходимые для расчета параметры рассматриваемой упруго-вязко-пластической реологической модели на основе физических характеристик грунтов и данных статического зондирования, получаемых в процессе изысканий.
Разработана методика расчета деформаций оснований и сооружений во времени численным методом с использованием полученных в результате исследований параметров.
Результаты расчетов по выбранной реологической модели сопоставлены с данными специальных лабораторных и стендовых экспериментов.
Результаты расчетов по предлагаемой методике сопоставлены с данными натурных наблюдений за осадками 15 зданий на характерных грунтах Санкт-Петербурга.
На основе статистической оценки показано, что предлагаемая методика позволяет повысить точность расчета деформаций оснований по сравнению с методами, регламентируемыми нормативными документами.
На защиту выносится:
Методика расчета деформации основания во времени, заключающаяся в использовании специально получаемых параметров прочностных и реологических свойств пылевато-глинистых водонасыщенных грунтов в рамках принятой упруго-вязко-пластической модели, при построении расчетных схем метода конечных элементов.
Полученные в результате лабораторных исследований глинистых грунтов корреляционные зависимости, позволяющие с достаточной точностью определять исходные параметры рассматриваемой упруго-
вязко-пластической модели по физическим характеристикам фунта и данным статического зондирования.
Анализ корректности описания работы пылевато-глинистого грунта в рамках рассматриваемой упруго-вязко-пластической модели на основе сопоставления с данными лабораторных и стендовых испытаний.
Предлагаемая методология сопоставления результатов численных расчетов с данными наблюдений за осадками 15 зданий на территории Санкт-Петербурга.
Анализ изменения напряженно-деформируемого состояния надземных конструкций при совместных расчетах с учетом временных факторов.
Автор выражает искреннюю благодарность сотрудникам кафедр «Основания и фундаменты, подземные сооружения» ПГУПС, СПбГПУ, СПбГАСУ.
Основные принципы моделирования работы грунтовой среды
За последние десятилетия в результате многочисленных экспериментальных исследований получены обширные данные о поведении грунтов при сложном напряженном состоянии.
При расчетах деформаций оснований фундаментов зданий, в качестве основных, используются модели линейно деформируемой среды, в которых не учитывается нелинейная работа грунта, а также теории предельного равновесия для расчета несущей способности основания, в которых не учитывается величина возникающей деформации при нагружение.
В модели линейно деформируемой среды компоненты тензора деформаций линейно связаны с компонентами тензора напряжений. Основной задачей является определение деформаций и перемещений от действующих напряжений.
В модели предельного равновесия при известных напряжениях на границах массива находится только их предельное состояние без определения сопутствующих при этом деформаций. Система исходных уравнений состоит только из уравнения равновесия, что и определяет бездеформативность модели.
Необходимо также отметить модели упругопластической среды. Эти модели основаны на использовании более сложных, но более точно характеризующих действительность закономерностей деформирования фунта, чем модели линейно деформируемой среды и теории предельного равновесия. Большое развитие получили математические модели, построенные на теории пластического течения. В этих моделях предполагается развитие в основании упругих и пластических деформаций и четкой границей между ними, то есть решается смешанная задача теории упругости и пластичности. Данное направление получило свое развитие в работах Д. Друккера и В. Прагера [40], М.И.Горбунова-Посадова [28], А.К. Бугрова [15, 16].
Для нахождения упругой деформации используется закон Гука, а для нахождения составляющей пластической деформации вводится понятие пластического потенциала, являющегося функцией тензора напряжений F(Ta), устанавливающий связь между напряжениями а, и скоростями пластических деформаций. dsp=dX(dF/da,) (1.4) где йк - малая скалярная величина. Концепция пластического потенциала была предложена Мизесом в 1928 году, при этом в качестве пластического потенциала использовалась функция текучести /, тогда выражение (1.4) с учетом функции текучести имеет вид: dep=dX{dfldort) (1.5) Формула (1.5) - представляет собой закон ассоциированного течения. Также вводится понятие поверхности нагружения, в случае когда / = 0, которая разделяет области упругих и пластических деформаций. В случае если F Ф f, закон течения является неассоциированным.
Одной из моделей пластического течения была модель, предложенная Д. Друккером и В. Прагером [40], для сыпучей среды. Ассоциированный закон был приведен к виду: dsp=dX{d{aa+ 7, -у)/да,) (1.6) где а,у- параметры, соответствующие условию Мизеса-Шлейхера-Боткина и описывают в пространстве напряжений коническую поверхность. Следующим шагом в развитии моделей пластического течения является замена функции течения / на пластический потенциал F{Ta), то есть замена ассоциированного течения на неассоциированныи и учет эффектов упрочнения грунтовой среды при действии нагрузок. Происходит замена поверхности течения некоторой модификацией поверхности учитывающей упрочнение грунта при действии напряжений и зависящих от них скоростях деформирования.
Самой простой нелинейной моделью работы грунта является общеизвестная идеально упругопластическая модель с предельной поверхностью, определяемой критерием Кулона-Мора.
Модель, описывая пластические сдвиговые деформации, полностью игнорирует нелинейность при объемном сжатии. Все деформации внутри предельной поверхности являются упругими и обратимыми. В результате модель лишь немного дополняет линейную модель, ограничивая уровень напряжений сдвига. Учитывая, что в практике проектирования фундаментов зданий развитие зон предельного состояния грунтов, как правило, так или иначе ограничивается, результаты расчета по данной модели часто оказываются близки к упругому решению. Исключение составляет расчет подпорных сооружений, в котором, как правило, допускается развитие значительных зон предельного состояния (призмы обрушения). Однако в этом случае проявляется некорректная работа модели на стадии разгрузки, проявляющаяся в аномально большом поднятии дна котлованов. В слабых грунтах (при низких модулях деформации) данный дефект способен полностью исказить картину решения.
Более полно работу грунта описывают так называемые шатровые модели. Большую известность получила упругопластическая упрочняющаяся модель Cam Clay (Roscoe К.Н. Borland J.B., 1968). В ее основе лежат концепция критического состояния и ассоциированный закон пластического течения с функцией нагружения, в которой параметр упрочнения зависит от коэффициента пористости грунта. Известно также большое количество модифицированных упруго-пластических моделей построенных на основе модели Cam-Clay, но значительно усложненных введением дополнительных параметров.
Следует отметить, что использование многих моделей упругопластической упрочняющейся среды связано с необходимостью проведения достаточно обширных экспериментов для выявления формы поверхности нагружения грунта, что сложно при современных динамичных темпах строительства.
Анализ особенностей выбранной упрочняющейся упруго-вязко-пластической модели при расчете нелинейных деформаций грунта
Характерной особенностью выбранной нелинейной модели является независимое описание упрочнения грунта при деформациях уплотнения и формоизменения. В этом случае модель строится исключительно просто. По результатам ряда опытов строятся зависимости yp(p,q) и svp(p,q). Где yp(p,q)- деформация сдвига, eip(p,q)- объемная деформация, р- объемное давление, q- величина сдвиговых давлений. Зависимости yp(p,q) и evp(p,q)можно изобразить на плоскости p-q в виде изолиний (рис. 2.1). Вид зависимостей yp(p,q) хорошо известен. Очевидно, что при приближении к предельному напряжению деформации будут увеличиваться, таким образом, изолинии yp(p,q) будут концентрироваться вдоль прямой закона Кулона. Зависимость erp(p,q) при q = 0 определяется из опыта на гидростатическое сжатие. Задавая различные величины девиатора напряжений можно получить полный вид данных зависимостей. Отклонение изолиний svp{p,q) на плоскости p-q от вертикали будет определять явление дилатансии. Поскольку точки выше предельной прямой соответствуют невозможному для грунта напряженному состоянию, изолинии е„(р,д) имеет смысл изображать только ниже предельной прямой закона Кулона.
Набор зависимостей yr(p,q) и evip,g) полностью определяет вектор пластической деформации при заданном приращении напряжений. Построение модели при таком подходе свободно от каких-либо теоретических представлений о форме «шатра» и т.п. и позволяет максимально приблизить работу модели к результатам эксперимента. Фактически отличия от эксперимента будут определяться только неточностью аппроксимации функций yp(p,q) и etp(p,q).
Для несвязного грунта приведенных изолиний достаточно для описания деформирования при любом напряженном состоянии, поскольку увеличение сопротивления сдвигу в таком грунте объясняется увеличением трения между частицами. При снижении объемных напряжений нормальные силы между частицами уменьшаются, уменьшаются силы трения между частицами, а следовательно, уменьшается и интегральная величина сопротивления сдвигу.
В связных грунтах увеличение сопротивления сдвигу при объемном сжатии объясняется уплотнением грунта, сопровождающимся сближением частиц и увеличением количества структурных связей между частицами. При разгрузке объемных напряжений полного обратного разуплотнения не происходит, а образовавшиеся структурные связи определяют сохранение величины сопротивления сдвига. Поэтому для связных грунтов физически правильнее было бы описывать не зависимости ур(р,д), а зависимости yp(evp,q), т.е. определять зависимость поведения грунта при сдвиге не от объемного давления, а от достигнутой степени уплотнения.
Наиболее общим решением данной проблемы является введение в модель дополнительного набора зависимостей yp\p,q) на стадии разгрузки объемных напряжений. Тогда для идеально несвязных грунтов Ур(р я)"Г(Р,я), а для идеально связных - yp\p,q) y(pe,q), где ре -достигнутый уровень уплотняющих напряжений. Введение некоторого промежуточного набора изолиний yp\p,q) позволяет описать любую степень потери прочности при разгрузке объемных напряжений.
Описанный выше подход позволяет описать большинство явлений, фиксируемых в экспериментах. Искривление изолиний равных объемных напряжений позволяет описать явление дилатансии без привлечения отвлеченных представлений о форме поверхности «шатра» и т.п. Для слабых глинистых грунтов Петербурга дилатансия изучена в настоящее время недостаточно, хотя имеются данные о незначительности этого эффекта. Поэтому в дальнейшем для упрощения модели эти изолинии будут аппроксимироваться вертикальными прямыми линиями (дилатансия не учитывается).
Зависимость (2.3) описывает поведения фунта при напряжениях, меньше предельных. При напряжениях, превышающих предел прочности деформации формоизменения стремятся к бесконечности, что означает разрушение образца.
Таким образом, достоинством описанной модели является простота и предсказуемость ее поведения. Поскольку формулы (2.1), (2.3) и (2.4) являются просто аппроксимациями экспериментальных кривых, модель будет описывать эксперимент настолько точно, насколько качественно подобраны данные аппроксимации.
Использование упругопластической модели позволяет получить конечные величины деформаций. При этом весьма важно оценивать достижимость этих деформаций за период существования здания.
Определение параметров деформационного упрочнения для выбранной упруго-вязко-пластической модели на основе лабораторных и полевых испытаний
В отечественной практике рядовых инженерно-геологических изысканий, несмотря на требования норм, трехосные испытания выполняются лишь для единичных объектов. В связи с этим характер работы фунта при деформациях формоизменения часто остается практически неизвестным. Это весьма затрудняет анализ результатов многолетних наблюдений за осадками зданий. Для преодоления этого препятствия была произведена статистическая обработка порядка трехсот трехосных неконсолидированно-недренированных испытаний, выполненных с грунтами, характерными для территории Санкт-Петербурга. Подобные испытания были также выполнены автором для следующих объектов: Мариинский театр - 2, Орловский тоннель, пр. Художников 13. Дополнительно использовались данные по трехосным испытаниям проекта ВСМ (высоко-скоростные магистрали, Московский вокзал) и другим объектам.
В результате данной обработки были определены зависимости, связывающие поведение грунта при неконсолидированно-недренированных испытаниях с физическими характеристиками. В частности, достаточно четкой является зависимость прочности при неконсолидированно недрен про ванном сдвиге от влажности грунта (рис. 3.2). Нужно отметить, что зависимость прочностных параметров от влажности была впервые выявлена Масловым Н.Н. [63], при проведении большого количества испытаний глинистых грунтов на сдвиг.
Найденные зависимости позволили с определенной степенью точности определить недостающие параметры модели грунта на площадках, где отсутствовали достаточные данные инженерно-геологических изысканий.
Достаточно часто на строительных площадках производится статическое зондирование грунта на глубину до 50 м.
Необходимо отметить, что при статическом зондировании испытывается грунт ненарушенной структуры непосредственно на строительной площадке, поэтому в инженерно-геологической практике многих стран мира особое внимание уделяется построению корреляционных зависимостей между результатами статического зондирования и прочностными характеристиками грунта.
Экспоненциальная зависимость лобового сопротивления конуса от влажности грунта Учитывая, что сопротивление грунта сдвигу при стабилометрических испытаниях возрастает с уменьшение влажности, также как и при статическом зондировании, можно сопоставив вышеописанные зависимости qc W) и CU(W) для тех площадок, где имелись одновременно данные стабилометрических испытаний и статического зондирования и получить зависимость С„ ( /,.) (рис.3.5). 0,55Я 0,5 2 0,45 3 4 у = 0 0524х Й - },9207 0.3 0,25 1 0.2 S :\ % / % 0.1 О 0,05 у& & Ч& Лобовое сопротивление конуса q с, МПа
Линейная зависимость сопротивления сдвигу от лобового сопротивления конуса зонда при статическом зондировании В результате зависимость (3.5) позволяет получить формулу для определения сопротивления сдвигу грунта по данным статического зондирования: С, А [кПа]. (3.2) Профессор Stark T.D. в статье [146], посвященной корреляционной связи сопротивления сдвигу от лобового сопротивления конуса, на основе опытных данных приводит следующую зависимость.
В формуле (3.3) учитывается напряжение от веса вышележащих слоев, которое вычитается при переходе от величины лобового сопротивления к сопротивлению сдвига. Необходимо отметить, что возрастания лобового сопротивления конуса зонда в условиях слабых водонасыщенных грунтов Санкт-Петербурга, вплоть до моренных и кембрийских отложений, не происходит, что подтверждено многочисленными данными статического зондирования, поэтому напряжение от веса вышележащих слоев фунта при обработке результатов статического зондирования в полученной формуле (3.2) учитывать нет смысла.
При расчетах деформаций во времени, основным параметром, определяющим скорость фильтрационной консолидации, является коэффициент фильтрации Kf. К сожалению, экспериментальное определение коэффициента фильтрации в отечественной практике рядовых инженерно-геологических изысканий также встречается достаточно редко.
Другим реологичеким параметром, определяющим характер осадки основания во времени при постоянном нагружении, является начальная вязкость щ. Для получения нелинейной зависимости начальной вязкости от влажности была проведена серия долговременных опытов с глинистыми грунтами, обладающими различной влажностью в диапазоне W = 17...44 %.
Испытание образцов происходило следующим образом: 1. Испытание 3-х образцов в условиях трехосного сжатия для определения значения предельного сопротивления сдвигу Са; 2. Нагружение образцов нагрузкой равной NC„, где N- процент девиатора нагружения от предельного значения сопротивления сдвигу; 3. Фиксирование вертикальной деформации в течение до 240 часов при постоянной вертикальной нагрузке; 4. Определение начальной вязкости ц0 по результатам испытания.
Оценка эффективности предлагаемой методики расчетов
Для оценки достоверности предлагаемой методики расчета деформации основания во времени выполним сравнение данных расчетов и наблюдений. Кроме того, существенный интерес представляет сравнение наблюдаемых осадок с расчетами конечных осадок зданий по нормативным методикам СНиП 2.02.01-83 [81], СП 50-101-2004 [85] и методу Егорова.
В нормативной документации нет четкого определения конечной осадки здания, кроме условной величины скорости стабилизации равной 0.25 ммIгод. Поэтому сравнение осадок по известным инженерным методам с наблюдаемыми осадками производились по последнему циклу геодезических измерений. При этом из рассмотрения исключались объекты, наблюдения за которыми производились менее четырех лет.
В отличие от традиционных методов расчетов, в которых оценивается только величина конечной осадки, расчет деформаций во времени по предлагаемой методике позволяет выполнить сравнение расчетных и измеренных величин деформаций на различные периоды времени, в результате чего количество точек для оценки достоверности метода увеличивается и становится статистически представительным (рис. 4.17).
Статистический анализ сопоставления данных расчетов по нормативным инженерным методам и данных наблюдений за осадками 15 зданий позволил оценить точность этих методов. Наибольшую точность по результатам этого сопоставления позволяет получить метод послойного суммирования в редакции СНиП 2.02.01-83. Среднеквадратическое отклонение результатов наблюдений от результатов расчетов для данного метода составляет 120 мм. В среднем по данному методу осадка недооценивается на 30%. Среднеквадратическое отклонение для метода Егорова составляет 180 мм, а для метода СП 50-101-2004 - 280 мм. Эти методы недооценивают осадку в среднем соответственно на 80% и 180%.
Статистический анализ результатов расчета осадок зданий во времени по предлагаемой методике по сравнению данными наблюдений позволяет установить, что среднеквадратическое отклонение для рассмотренных объектов составляет 46 мм. Таким образом, по сравнению с инженерными методами расчета точность расчета деформаций увеличивается. Для осадок, не превышающих 200 мм, среднеквадратическое отклонение составляет 13 мм (рис.4.17, б). Кроме этого заметно увеличиваются коэффициенты корреляции, что говорит о более точном учете характера деформирования грунта. Таким образом, можно утверждать, что точность расчета осадок с помощью предлагаемой методики составляет около 10%, что вполне приемлемо для целей проектирования. 4.3 Прогноз осадки комплекса зданий на территории Санкт-Петербурга
В качестве примера использования предлагаемой методики расчета деформаций основания здания во времени приведены результаты расчетов многофункционального центра по адресу: Выборгский район СПб, Шувалово-Озерки, квартал 31 на пятне корп. 45, 47, 48, 50 (севернее дома №11, литера А по пр. Художников).
При выполнении численного моделирования рассмотрены различные варианты разрезки комплекса зданий температурными швами, значительно влияющими на величины кренов отдельных секций, выявлены зависимости развития осадок при этих вариантах, определено перераспределение усилий в конструкциях здания.
Проектируемый многофункциональный центр представляет собой комплекс зданий этажностью от 4 до 32 этажей. На рис.4.18. представлена расчетная схема комплекса зданий с указанием расположения блоков.
Блоки А, Б, В, в уровне этажей с первого по четвертый включительно, и блок Г имеют каркасно-стеновую конструктивную схему, решенную в монолитном железобетоне. Блоки А, Б, В, в уровне этажей с пятого и выше имеют стеновую конструктивную схему с несущими железобетонными стенами в обоих направлениях. Пространственная жесткость здания обеспечивается за счет совместной работы дисков перекрытий с монолитными железобетонными стенами. Наружные ограждающие конструкции - самонесущие, с поэтажным опиранием на перекрытия.
Физико-механические характеристики фунтов, слагающих площадку строительства приведены в табл. 4.8.
Поскольку на данной площадке с поверхности залегают достаточно слабые грунты, в рассматриваемых геологических условиях для всех блоков комплекса однозначным является выбор свайного варианта фундаментов.
Наиболее надежным слоем для опирання фундаментов зданий являются верхнекотлинские отложения вендского комплекса, представленные твердыми глинами. Однако в рассматриваемых инженерно-геологических условиях слой твердых глин располагается на глубинах более 40 м, в связи с чем, заказчиком была поставлена задача поиска допустимого варианта устройства фундаментов при меньшей длине свай.
Относительно прочные грунты московской морены располагаются на глубинах 24,4...27 м от поверхности. В этом случае длина свай составит около 30 м. Следует отметить, что опирание фундаментов здания на относительно сжимаемые моренные отложения приводит к увеличению абсолютных величин осадок, а также к росту рисков возникновения недопустимых кренов и дефектов в конструкциях. Все это делает крайне актуальным достоверный прогноз осадок с учетом последовательности возведения блоков и жесткости надземных конструкций.
Расчетная схема основания принималась таким образом, чтобы ее размеры не влияли на результаты расчета. Параметры модели принимались по имеющимся данным трехосных испытаний с учетом результатов статического зондирования и использованием корреляционным зависимостям, изложенным в Главе 3.
Первоначальный вариант разрезки комплекса зданий температурными швами представлен на рис. 4.19. Максимальная величина осадки высотной части комплекса (Блок А) составила около 20 см (рис. 4.19). На рис. 4.20 и 4.21 приведены перемещения в горизонтальных направлениях по осям X и Y. По результатам расчетов при первоначальной разрезке комплекса на секции, было получено, что их крены превышают предельно допустимые значения (0,002).
