Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Проблемы строительства зданий и сооружений на сильносжимаемых грунтовых основаниях 17
1.1. Практика использования различных видов фундаментов для зданий и сооружений на сильносжимаемых грунтовых основаниях 17
1.1.1. Особенности инженерно-геологических условий четвертичных отложений 17
1.1.2. Основные виды и область применения фундаментов на сильносжимаемых грунтовых основаниях 20
1.1.3. Критерии выбора вида фундамента на сильносжимаемых грунтовых основаниях 24
1.2. Пути перспективного развития фундаментов мелкого заложения 26
1.2.1. Способы регулирования взаимодействия фундаментов с грунтовыми основаниями 26
1.2.2. Концепция ленточно-оболочечного фундамента 29
1.3. Ретроспективный анализ исследований взаимодействия фундаментов оболочек с грунтовым основанием и методов их расчета 31
1.3.1. Опыт исследований взаимодействия фундаментов-оболочек с грунтовым основанием 31
1.3.2. Модели грунтовых оснований, используемые при расчете взаимодействия с фундаментами-оболочками 38
1.3.3. Основные положения теории пологих оболочек 51
1.4. Конструктивные особенности ЛОФ. Классификация и преимущества предлагаемых фундаментов. Область применения 60
1.5. Выводы по Главе 1 69
1.6. Задачи исследований 70
ГЛАВА 2. Экспериментальные исследования взаимодействия штампов и фундаментов с пологой, криволинейной формой поверхности с глинистым основанием 72
2.1. Общие положения. Задачи и методика проведения лабораторных экспериментов 72
2.2. Исследование взаимодействия плоского и выпуклого вверх штампов с глинистым грунтом 74
2.2.1. Методика проведения экспериментов 74
2.2.2. Деформируемость грунтового основания штампов 78
2.2.3. Определение деформаций грунта в основании штампов 81
2.2.4. Относительные линейные и угловые деформации грунта основания... 87
2.2.5. Области предельного состояния грунта в основании штампов 95
2.3. Задачи и методика проведения полевых экспериментов 100
2.3.1. Модели исследуемых фундаментов 102
2.3.2. Технология изготовления 104
2.3.3. Деформируемость оснований исследуемых фундаментов 106
2.3.4. Распределения давлений в контактной зоне фундаментов с криволинейной и плоской поверхностью 110
2.4. Выводы по Главе 2 113
ГЛАВА 3. Теоретические исследования особенностей напряженно-деформированного состояния основания, нагруженного по выпуклой вверх криволинейной поверхности 116
3.1. Общие положения. Задачи и методика исследований 116
3.2. Влияние характеристик деформируемости на сжимаемость грунтового основания 119
3.3. Влияние характера загружения поверхности на деформируемость грунтового основания 123
3.4. Влияние относительной стрелы подъема криволинейной поверхности нагружения на деформируемость основания 125
3.5. Влияние изменения модуля деформации по глубине на деформируемость основания 128 3.6. Взаимодействие однопролетного ЛОФ с линейно-деформируемым
основанием 131
3.7. Сопоставление экспериментальных и теоретических данных 135
3.8. Расчет по несущей способности основания, нагруженного ленточно оболочечными фундаментами 138
3.9. Выводы по Главе 3 149
ГЛАВА 4. Основы расчета ленточных тонкостенно-оболочечных фундаментов
4.1. Общие положения 151
4.2. Разработка расчетной модели взаимодействия ленточных фундаментов, объединенных пластинами с начальным выгибом, работающими на поперечный изгиб, на грунтовом сновании. Дифференциальное уравнение изгиба пластины 154
4.3. Определение расчетных характеристик сечения пластины
4.4. Анализ НДС пластины с начальным выгибом, работающей на поперечный изгиб в составе ленточных фундаментов 165
4.5. Разработка расчетной модели взаимодействия работающих на поперечный изгиб и растяжение цилиндрических оболочек в составе ЛТОФ
с грунтовым основанием. Дифференциальное уравнение изгиба 173
4.6. Анализ НДС пологой цилиндрической оболочки, работающей на поперечный изгиб и растяжение в составе ленточных фундаментов 179
4.7. Взаимодействие крайних «некомпенсированных» ленточных фундаментов с грунтовым основанием 183
4.7.1. Расчетная схема и дифференциальное уравнение изгиба крайнего ленточного фундамента. Расчет на кручение 185
4.8. Выводы по Главе 4 193
ГЛАВА 5. Основы расчета ленточно-мембранных фундаментов (ЛМФ) на грунтовом основании 196
5.1. Общие положения 197
5.2. Разработка расчетной модели взаимодействия с грунтовым основанием ЛМФ без учета трения. Дифференциальное уравнение деформирования
мембраны 198
5.3. Методика решения дифференциального уравнения взаимодействия ЛМФ с грунтовым основанием 203
5.4. Численная реализация метода и автоматизированный способ расчета взаимодействия ЛМФ с грунтовым основанием
5.5. Анализ НДС системы грунтовое основание - ЛМФ без учета трения между мембраной и грунтом 209
5.6. Анализ НДС системы грунтовое основание - ЛМФ с учетом трения между мембраной и грунтом 219
5.7. Выводы по Главе 5 224
ГЛАВА 6. Экспериментальные исследования взаимодействия исследуемых фундаментов с грунтовым основанием в полевых условиях 226
6.1. Задачи полевых экспериментов. Методика проведения 226
6.2. Результаты экспериментальных исследований взаимодействия с грунтовым основанием ЛТОФ (ЭП №2) 238
6.2.1. Крупномасштабная модель фундамента. Технология изготовления 238
6.2.2. Распределение контактных давлений на границе фундамент основание 240
6.2.3. Осадки и деформации исследуемого фундамента 244
6.2.4. Напряженно - деформированное состояние основания 249
6.2.5. Экспериментальное определение коэффициента постели основания 252
6.3. Результаты экспериментальных исследований взаимодействия с грунтовым основанием ЛМФ (ЭП №3) 255
6.3.1. Крупномасштабная модель фундаментов. Технология изготовления 255
6.3.2. Распределение контактных давлений под ЛМФ 260
6.3.3. Осадки и деформации ЛМФ 264
6.3.4. Напряженно - деформированное состояние основания при статическом нагружении ЛМФ 268
6.3.5. Сопоставление теоретических и экспериментальных данных 271 6.4. Выводы по Главе 6 273
ГЛАВА 7. Моделирование взаимодействия ЛОФ с грунтовым основанием. Технология устройства ЛОФ. Внедрение в практику строительства 276
7.1. Общие положения 276
7.2. Алгоритм расчета ЛОФ на грунтовом основании 277
7.3. Расчетное моделирование взаимодействия 17-этажного каркасного дома на ЛОФ с грунтовым основанием
7.3.1. Инженерно-геологические условия площадки 283
7.3.2. Расчетное моделирование
7.4. Технология устройства фундамента 293
7.5. Результаты геотехнического мониторинга, сопоставление с результатами расчета 302
7.6. Выводы по Главе 7 309
Заключение 311
Список литературы
- Способы регулирования взаимодействия фундаментов с грунтовыми основаниями
- Исследование взаимодействия плоского и выпуклого вверх штампов с глинистым грунтом
- Влияние изменения модуля деформации по глубине на деформируемость основания
- Анализ НДС пластины с начальным выгибом, работающей на поперечный изгиб в составе ленточных фундаментов
Способы регулирования взаимодействия фундаментов с грунтовыми основаниями
Достаточно часто при проектировании фундаментов под здания средней и повышенной этажности в указанных выше грунтовых условиях (табл. 1.1) появляется проблема выбора типа фундамента.
В случае напластований слоев, соответствующих схемам б, в или е (рисунок 1.1), рационально применение свайных фундаментов. Используют, как правило, забивные сваи заводской готовности, в том числе составные, длиной до 16м и буровые или буронабивные сваи диаметром до 1,0 м и длиной до 25 м.
В случае напластований слоев, соответствующих схемам а и г (рисунок 1.1), а также б, при небольшой мощности слоя h2 и недостаточно высоких деформационных и прочностных характеристиках слоя h3, свайные нерациональны в силу отсутствия плотных подстилающих слоев и малого бокового трения по поверхности свай, что приводит к их весьма низкой несущей способности и к переносу нагрузки от здания на слабые сильносжимаемые слои водонасыщенных пылевато-глинистых грунтов.
Изучением работы свайных фундаментов занимались многих отечественные ученые: А.А. Бартоломей, Б.В. Бахолдин, В.Г. Березанцев, Б.В. Гончаров, А.Л. Готман, А.А. Григорян, Б.И. Далматов, Н.М. Дорошкевич, В.В. Знаменский, В.А. Ильичев, П.А. Коновалов, С.Я. Кушнир, Ф.К. Лапшин, В.В. Лушников, Р.А. Мангушев, Н.Н. Морарескул, А.И. Осокин, В.Н. Парамонов, А.Б. Пономарев, Е.А. Сорочан, С.Н. Сотников, З.Г. Тер-Мартиросян, В.М. Улицкий, С.Б. Ухов, А.Б. Фадеев, В.Г. Федоровский, Н.А. Цытович, В.М. Чикишев, Б.С. Юшков, В.Д. Яблочков и др. Исследование работы свай за рубежом проводилось К. Терцаги, Х. Брандлем, Р. Катценбахом, Р. Франком, Т. Ханна, Дж. Ринкертом, В.Ф. Ван Импе, М. Рандольфом и др.
Свайные фундаменты характеризуются относительно небольшими осадками и их неравномерностью. Экономические затраты на возведение таких фундаментов могут быть весьма значительны при достаточно глубоком залегании прочных плотных грунтов.
В достаточно редких случаях, соответствующих схемам г, д (рисунок 1.1), для зданий средней и повышенной этажности возможно применение ленточных фундаментов. Применяются в виде монолитных или сборных лент, толщиной от 0,4 до 1 метра, под несущие и самонесущие стены здания, шириной, обеспечивающей непревышение среднего давления над расчетным сопротивлением грунта R и допустимых значений осадок.
Изучение работы ленточных фундаментов входит в круг научных интересов таких ученых, как В.Г. Березанцева, А.Н. Богомолова, Л.А. Бартоломея, Ф.Г. Габибова, М.Н. Гольдштейна, М.И. Горбунова-Посадова, М.С. Грицука, В.П. Дыбы, С.И. Евтушенко, Ю.К. Зарецкого, К.В. Королева, В.И. Курдюмова, М.В. Малышева, Н.Н. Маслова, Э.И. Мулюкова, Ю.Н. Мурзенко, Е.М. Перлея, А.В. Пилягина, А.И. Полищука, Л. Прандтля, Н.П. Пузыревского, А.П. Пшеничкина, Г.М. Скибина, В.В. Соколовского, Ю.И. Соловьева, Е.А. Сорочана, Л.Р. Ставницера, З.Г. Тер-Мартиросяна, И.В. Федорова, В.Г. Федоровского, М.И. Фидарова, В.А. Флорина, Н.А. Цытовича, Д.М. Шапиро, K. Akai, R. Hilscher, H. Lundgren, G.G. Meyerhof, K. Mortensen, J.F. Nixon, K. Terzaghi, R.F.Scott, Z.Mroz и др.
Однако в случае напластования слоев по схеме г (рисунок 1.1), ленточные фундаменты, имея малую глубину сжимаемой толщи, не выходящей за пределы прочных, плотных слоев, обладают высоким уровнем напряжений по подошве, что осложняет соблюдение условия рср R [165, 174]. При этом расчетное сопротивление даже достаточно прочных грунтов, характерных для юга Западной Сибири, редко превышает 200-250 кПа. Высокий уровень напряжений под подошвой ленточных фундаментов является причиной значительных осадок, а также их неравномерности под отдельными силовыми полями (стены, колонны, лестничные клетки, лифтовые шахты). Кроме этого, ленточные фундаменты чувствительны к зонам локального ухудшения физико-механических свойств грунтов, например при аварии водоносных сетей, что также приводит к неравномерным осадкам и просадкам.
Плитные фундаменты, используемые при схемах напластований д и иногда г (рисунок 1.1), применяются в виде сплошных массивных железобетонных плит, толщиной от 0,6 до 2 метров под всей площадью застройки здания или превышая ее за счет выносных консолей. Плитные фундаменты снижают среднее давление под подошвой за счет большой площади.
Изучением плитных фундаментов занимались следующие отечественные ученые: И.П. Бойко, В. З. Власов, Н.М. Герсеванов, М.И. Горбунов-Посадов, С.С. Давыдов, К.Е. Егоров, Б.Н. Жемочкин, Ю.К. Зарецкий, С.Н. Клепиков, П.И. Клубин, Б.Г. Коренев, Е.Б. Коренева, А.Д. Крыжановский, Т.А. Маликова, М.В. Малышев, Ю.М. Мещеряков, Ю.Н. Мурзенко, А.А. Мустафаев, В.Н. Николаевский, Б.П. Павлов, П.Л. Пастернак, С.А. Ривкин, И.А. Симвулиди, А.П. Синицын, Я.Е. Слободян, В.И. Соломин, Е.А. Сорочан, В.И. Травуш, В.Г. Федоровский, М.М. Филоненко-Бородич, В.А. Флорин, С.И. Цымбал, Н.А. Цытович, В.И. Шейнин, О.Я. Шехтер, О.А. Шулятьев. За рубежом исследованием плитных фундаментов занимались: А.Баррето, Дж. Е. Боулес, А. Деменеги, Х. Кеведо, Г. Клейн, Р.Л. Конднер, И.К. Ли, М. Сомоза, Р.А. Фрасер, J. Lrau, G.G. Meyerhof, С. Saint-Leu, J. Salenon, A. Tristan-Lopez, К. Terzaghi, A. Verruijt, Е. Winkler, H. Zimmerman и др.
Исследование взаимодействия плоского и выпуклого вверх штампов с глинистым грунтом
Достоинством данной программы являются заложенные в неё алгоритмы интерполяции, которые позволяют с высочайшим качеством создавать цифровые модели поверхности по неравномерно распределённым в пространстве данным. Наиболее часто используемый при этом метод «Криге» идеально подходит для представления данных.
Метод «Криге» включает возможность применения различных моделей вариограмм, использования разновидности алгоритма со сносом, а также учета анизотропии. Данный метод пытается выразить тренды, которые предполагаются в данных. Например, точки высокого уровня предпочтительнее соединять вдоль гребня, а не изолировать с помощью замкнутых линий вокруг экстремальных точек.
Характер изолиний горизонтальных перемещений точек основания под штампами №1 и №2 на всех ступенях приблизительно одинаков – имеет вытянутую форму вдоль оси z, однако несколько отличается по положению относительно штампа и значительно по абсолютным значениям.
Так, при рср=50 кПа (рисунок 2.8 б) максимальные значения для штампа №1 зафиксированы на глубине 0,25D (D – диаметр штампа) под краем штампа и равны 0,9 мм, однако данная область мала. В целом область горизонтальных деформаций имеет глубину равную D. Для штампа №2 максимальные значения равны 0,4 мм и распространяются на глубину 0,5D. Площадь зон, где горизонтальные перемещения больше 0,3 мм, для штампа №1 Sv,№1 превосходит аналогичную площадь для штампа №2 Sv,№2 более чем в 2 раза. При рср=100 кПа (рисунок 2.9 б) максимальные значения горизонтальных деформаций формируются на глубине 0,25D под краями обоих штампов, но различаются по абсолютным показаниям в 2,5 раза. Для штампа №1 развитие горизонтальных деформаций достигает глубины 1,5D, для штампа №2 – D. Площадь зон Sv,№1 превосходит площадь Sv,№2 более чем в 4,5 раза. Максимальные значения горизонтальных перемещений грунта под штампом №1 (рисунок 2.10 б) зафиксированы для точки, расположенной под гранью штампа на глубине 0,5D. Для основания штампа №2 аналогичная точка расположена также на глубине 0,5D, однако смещена к центру штампа на величину 0,2D от его грани. Максимальное значение горизонтальных перемещений точек грунта под штампом №2 составило 2 мм, что в три раза меньше данной величины в основании плоского штампа. Площадь зон Sv,№1 превосходит площадь Sv,№2 более чем в 7,5 раз. Эти данные весьма важны с точки зрения понимания меньшей деформируемости основания, нагруженного штампом с криволинейным выпуклой вверх контактной поверхностью, так как горизонтальные деформации грунтового основания могут вносить свой вклад до 40% в общую величину осадки фундамента [83].
Необходимо также отметить, что горизонтальные перемещения грунта для основания штампа №1 начинаются в контактной зоне, а в основании штампа №2 на глубине 0,15D. Отсутствие горизонтальных перемещений в контактной зоне основания штампа №2 обусловлено криволинейной подошвой. Сдерживание горизонтальных смещений грунта в контактной зоне штампа №1 происходит лишь за счет шероховатости его подошвы. На изолиниях горизонтальных перемещений штампа №1 хорошо просматривается формирование клиновидной уплотненной зоны, характерной для плоских штампов. Для штампа №2 уплотненная зона близка к кругу в соответствии с рисунком 2.5.
Глубина затухания полных перемещений грунта основания (глубина сжимаемого слоя) при рср=50 кПа для штампа №1 равна D (рисунок 2.8 в), для штампа №2 – 0,8D. Однако для штампа №2 70% полных деформаций сосредоточено в контактном слое глубиной 0,25D, для штампа №1 эта глубина составила 0,75D.
Глубина сжимаемого слоя грунта основания при рср =100 кПа для штампа №1 составила 1,8D (рисунок 2.9 в), что в 1,5 раза больше соответствующей глубины для штампа №2.
Глубина сжимаемого слоя грунта основания при рср =150 кПа для штампа №2 составила 1,5D (рисунок 2.10 в), что практически полностью соответствует визуально видимой зоне уплотнения (рисунок 2.5). Глубина сжимаемого слоя грунта основания, нагруженного штампом №2, больше в 1,8 раз и равна 2,7D. Необходимо отметить, что на изолиниях вертикальных w(z,r) и полных перемещений A(z,r) грунта для штампов №1 и №2 на всех ступенях нагружения присутствует контактная зона глубиной, не превышающей 0,13D, в которой происходит 18-35% от общей осадки штампов. Значительная часть суммарного сжатия основания (осадки) штампов, порядка двух третей, концентрируется в небольшом слое под фундаментом, а остальная осадка распространяется на значительную глубину (штамп №1). Для штампа №1 с ростом нагрузки зона больших деформаций возрастает с 0,4/) до 0,7/). Таким образом, можно разделить основание на две зоны: упругопластических (больших) и упругих (малых) деформаций.
Данные результаты деформируемости глинистого грунтового основания штампа №1 с двумя выраженными зонами (больших и малых деформаций) согласуются с работами М.Г. Ефремова [71], Б.И. Далматова [58], В.Г. Федоровского [198].
Влияние изменения модуля деформации по глубине на деформируемость основания
Исследования взаимодействия ленточных фундаментов, объединенных пластинами с начальным выгибом и выпуклыми вверх пологими цилиндрическими оболочками, с грунтовым основанием направлены на выявление закономерностей этого взаимодействия и определение осадок фундамента, функции реактивного отпора основания, формирующего напряженно-деформированное состояние в основании и самих фундаментах при их нагружении. Результаты теоретических численных исследований, представленных в Главе 3, показали, что работа грунтового основания зависит от формы контактной поверхности и распределения контактных давлений на ней. Эффект снижения сжимаемости грунтового основания, нагруженного по выпуклой вверх криволинейной поверхности, основан на увеличении шарового тензора напряжений и уменьшении девиатора в верхнем слое сжимаемой толщи, а также увеличении модуля деформации грунта с увеличением бокового обжатия. При этом в Главе 3 рассмотрена гибкая нагрузка с заданной эпюрой контактных давлений. В действительности, эпюра контактных давлений формируется во взаимодействии грунтового основания с фундаментом определенной жесткости. Рассмотрение совместной работы фундамента с грунтовым основанием позволяет выявить параметры, влияющие на их взаимодействие и тем самым установить возможность регулирования напряженно-деформируемого состояния системы грунтовое основание – фундамент, направленного на уменьшение деформируемости основания и снижение конечной осадки. Для рассмотрения совместной работы исследуемых фундаментов с грунтовым основанием в качестве модели грунтового основания может использоваться модель упругого полупространства или различные упругопластические модели (см. Главу 1). Рассмотрение взаимодействия конструкций фундаментов на основаниях такого типа требует решения дифференциальных уравнений в частных производных, что весьма затруднительно, даже при использовании существующего программного обеспечения, кроме того у теории УПП есть ряд существенных недостатков, указанных в Главе 1.
При этом опыт проектирования, расчета, экспериментальные и теоретические исследования таких ученых, как Н.М. Герсеванов, М.И. Горбунов-Посадов, А.А. Уманский, Н.А. Симвулиди, Б.Г. Коренев, Р.А. Мангушев и др., убедительно доказали, что модель Винклера-Фусса во многих случаях адекватно отражает взаимодействие фундаментов мелкого заложения с грунтовым основанием. На основании этой модели и ее модификаций работают многие расчетные программы: SCAD, Stark ES, Лира, MicroFe. При этом точность расчетного прогноза повышается при увеличении площади фундаментов (более 50м2) и при уменьшении модуля деформации грунта, т.е. для сильносжимаемых грунтов, что и является объектом диссертационного исследования.
Модель Винклера-Фусса предполагает, что осадка элементарного участка фундамента и реактивные давления основания на этот участок связаны коэффициентом жесткости основания: p = kw, (4.1) где: p - реактивное давление грунта, кН/м2, w- осадка, м, k - коэффициент жесткости (постели), кН/м3. Преимущества такой модели, с математической точки зрения, заключаются в решении обычных дифференциальных уравнений. При этом точность расчета во многом зависит от коэффициента постели, который определяется в зависимости от модуля деформации грунта, глубины сжимаемого слоя, ширины фундамента, степени нагруженности основания и т.п., либо принимается по результатам экспериментальных данных.
В п. 4.2-4.4 рассматривается однопролетный фундамент, состоящий из лент, объединенных пластиной с начальным выгибом, работающей на поперечный изгиб, в п. 4.5-4.6 – пологой выпуклой вверх цилиндрической оболочкой, работающей на растяжение и поперечный изгиб. В рассматриваемых пластинах и оболочках армирование находится внутри бетонного сечения и работает за счет сцепления с ним. Пластина и оболочка конструктивно соединены по двум параллельным сторонам с ленточными фундаментами (опорным контуром). Подвидом рассматриваемых пластин и оболочек является также армирование в виде высокопрочных нитей КМФ, наклеенных на затвердевший бетон, что является распространенным способом усиления железобетонных элементов.
Задачей исследования являлось определение осадок, функции реактивного отпора основания и напряженно-деформированного состояния фундамента в зависимости от: - влияния условий закрепления пластины в ленточном фундаменте. При этом рассматриваются схемы закрепления с податливостью, находящиеся между традиционной жесткой заделкой и шарниром. Податливость в сопряжении является характерной особенностью реальных конструкций, однако при этом достаточно редко используется в инженерной практике; - влияния толщины и как следствие цилиндрической жесткости пластины и оболочки; - влияния распределения жесткости пластины и оболочки по длине; - влияния функции распределения коэффициента постели под пластиной и оболочкой; - влияния функции начальной кривизны оболочки. Грунтовое основание представлено коэффициентом постели и отвечает модели Винклера-Фусса (см. раздел 1.3.2). При этом рассматривается различное распределение коэффициента постели под пластиной и оболочкой [47].
Анализ НДС пластины с начальным выгибом, работающей на поперечный изгиб в составе ленточных фундаментов
Таким образом, при увеличении изгибной жесткости пластины эпюры осадок и реактивных давлений становятся более равномерными, что в большей степени вовлекает в работу грунт под пластиной и тем самым снижает осадку ленточного фундамента. Распределение жесткости по длине пластины также влияет на ее взаимодействие с Винклеровым основанием, однако, в меньшей степени. Переменность толщины пластины по длине нелинейно сказывается на изменении НДС системы пластина – основание.
Влияние распределения коэффициента постели под пластиной Коэффициент постели грунта под пластиной k( x ) определялся исходя из расчета осадки фундамента при модуле деформации грунта основания 12,8 МПа. В первом случае принимался k( x )= const = 1,49 МН/м3, во втором случае k (x) изменялся согласно логарифмическому закону (4.23).
Графики изменения Рисунок 4.11. Графики изменения осадки фундамента на основании с реактивного давления грунта под различными коэффициентами постели пластинами на основании с различными коэффициентами постели Осадки пластины на основании, моделируемом коэффициентом постели (4.23), меньше осадок пластины на основании с постоянным коэффициентом постели в среднем на 15-20% (рисунок 4.10). Это характерно как для жесткого, так и для шарнирного сопряжения пластины с ленточным фундаментом, что объясняется большими реактивными давлениями грунта в зоне сопряжения пластины с ленточным фундаментом.
Согласно графикам на рисунке 4.11, реактивный отпор грунта под пластиной имеет ярко выраженные пиковые значения в зоне сопряжения с ленточным фундаментом вне зависимости от вида заделки в случае функциональной зависимости коэффициента постели от линейной координаты k( x)= f( x).
Так, данные значения в 2,5 раза превышают величину отпора грунта при k( x )= const . При этом реактивный отпор грунта в центре пластины при k( x)= f( x)и жесткой заделке пластины на концах - минимальный, что говорит о меньшем вовлечении грунта в работу под центральной частью пластины. Влияние податливости сопряжения пластины с ленточным фундаментом Диапазон изменения экспериментально вычисляемого параметра определялся двумя предельными значениями, характеризующими конструктивное соединение пластины с фундаментом (рисунок 4.16). При численном решении был принят набор коэффициентов, лежащих в заданной области и отвечающих определенной податливости соединения, что соответствует работе реальной конструкции. При анализе влияния коэффициента податливости принимался k( x )= const .
Экстремальные значения реактивного отпора грунта для краевой и центральной зоны характерны для пластины с жесткой заделкой. При шарнирном соединении реактивные давления грунта распределяются более равномерно (рисунок 4.12).
Осадка фундамента существенно зависит от способа сопряжения пластины с ленточным фундаментом. Уменьшение податливости в месте сопряжения приводит к увеличению осадки ленточного фундамента и краевой части пластины. В центральной части пластины наблюдается “отрицательное” значение осадки. По абсолютной величине ”отрицательные” осадки также максимальны для пластины, имеющей жесткое сопряжение с ленточным фундаментом. Наименьшие значения осадок имеет пластина с шарнирным сопряжением с ленточным фундаментом. Абсолютное значение “отрицательных” осадок в центре для такой пластины также минимально (рисунок 4.13).
Изгибающие моменты в пластине, определяемые второй производной по d2w прогибу M = 2 D(x), также существенно зависят от способа сопряжения пластины dx с ленточным фундаментом (рисунок 4.14). Наиболее равномерная эпюра распределения моментов по длине пластины характерна для шарнирного сопряжения. В центральной части пластины значения изгибающих моментов практически не зависят от способа сопряжения пластины с ленточным фундаментом. В крайней трети полупролета изгибающий момент Рисунок 4.14. Графики изменения второй для случая с жесткой заделкой достигает производной для пластин с разными максимального положительного способами сопряжения пластины и значения, превышающего в 1,8 раза ленточного фундамента момент в этом сечении для случая с шарнирным соединением. В точке соединения пластины с ленточным фундаментом изгибающий момент при шарнирном соединении равен нулю (что соответствует граничному условию). Изгибающий момент для случая с жесткой заделкой принимает отрицательное значение, сопоставимое по своей величине максимальному положительному моменту в пролете.
В случае с податливым сопряжением эпюра изгибающих моментов всегда находится между крайними случаями – жесткой заделкой и шарнирным соединением.
Установлено, что изменение геометрии пластины в процессе деформирования приводит к ее удлинению. Данное удлинение для реальных в практике строительства задач по изменению геометрии пластины с начальным выгибом в процессе деформирования (при осадке ленточного фундамента 5-15 см) оценивается в пределах (1/10000 – 1/20000)L, что приводит к появлению продольной силы в пластине, оцениваемой в пределах 150 - 1500 кН/м, в зависимости от внешней нагрузки, что может являться основным видом напряженного состояния. Очевидно, что для адекватного описания напряженно-деформированного состояния данные пластины в составе ленточных фундаментов и грунтового основания должны рассматриваться с учетом продольных сил растяжения, то есть в виде пологих цилиндрических оболочек, с применением соответствующей теории расчета.
Разработка расчетной модели взаимодействия работающих на поперечный изгиб и растяжение цилиндрических оболочек в составе ЛТОФ с грунтовым основанием. Дифференциальное уравнение изгиба Рассматриваются ленточные фундаменты, объединенные цилиндрическими тонкостенными ж/б оболочками, имеющими относительный подъем n = f / 2a (рисунок 4.15), который находится в пределах 1/51/12 – ленточный тонкостенно-оболочечный фундамент (ЛТОФ) (см. Главу 1). Цилиндрические оболочки имеют закрепление в ленточных фундаментах по длинной стороне, в направлении по оси Y (рисунок 4.15). Оболочка имеет две свободные стороны, параллельные оси Х. Рассматривается средний пролет фундамента, имеющий бесконечную длину в направлении оси Y - задача плоской деформации (рисунок 4.15). Задача имеет симметрию, так как принимается одинаковое нагружение ленточных фундаментов, поэтому при построении математической модели рассматривается полупролет оболочки и полуширина ленточного фундамента. Определение НДС пологой оболочки может быть сведено к решению системы уравнений (1.22), как показано в первой главе.