Содержание к диссертации
Введение
1. Опыт применения и исследований трубчатых свай в различных областях строительства 12
1.1. Опыт применения стальных трубчатых свай в мостовом строительстве 12
1.2. Опыт применения стальных трубчатых свай в портовом строительстве 17
1.3. Применение стальных трубчатых свай на континентальном шельфе .30
1.4. Исследование стальных трубчатых свай 34
1.4.1. Исследование стальных трубчйых свай Ленморниипроектом 34
1.4.2. Исследования и оценка работы грунтового ядра стальных трубчатых свай 34
1.4.3. Исследование свай в зернистых карбонатных отложениях шельфа Филиппин 37
1.4.4. Статические испытания свай в плотных песках 40
1.4.5. Статические испытания свай в Китае 42
1.5. Методы расчетов несущей способности стальных трубчатых свай зарубежом 46
1.5.1. Прочность сваи на осевые опорные нагрузки 47
1.5.2. Касательные силы сопротивления грунта и нормальные силы под нижним концом сваи в глинистых грунтах 48
1.5.3. Касательные силы сопротивления грунта и нормальные силы под нижним концом сваи в песках и илах 49
1.6. Методы расчетов несущей способности железобетонных свай-оболочек в СНГ 50
1.6.1. Метод СН-200-62.. 50
1.6.2. Метод 53
1.6.3. Метод МСН 171-68 , 58
1.6.4. Метод СНиП 2.02.03.85 60
1.7. Выводы по главе 62
2. Статические испытания стальных трубчатых свай осевыми вдавливающими нагрузками 63
2.1. Общие замечания 63
2.2. Испытания в Рижском морском торговом порту 64
2.3. Испытания на причале нефтепирса СП "Мурман-Ойл" в Кольском заливе 68
2.4. Испытания в порту Матансас на Кубе 71
2.5. Испытания в порту Дудинка 73
2.6. Испытания в Новоталлиннском Морском Торговом Порту (Мууга)...75
2.7. Испытания в Вентспилсском Порту 81
2.8. Выводы по главе 91
3. Теоретические исследования взаимодействия стальных трубчатых свай с основанием 92
3.1. Вводные замечания 92
3.2. Оценка высоты грунтового ядра в полости свай 93
3.2.1. Зависимость между пористостью грунта и объемом свай 93
3.2.2. Зависимость между изменением пористости и объемной деформацией 97
3.2.3. Определение размеров зон уплотнения грунта 98
3.2.4. Соотношение между напряжениями на внутренней и наружной поверхностях стенок свай 100
3.3. Определение минимального шага свай 106
3.4. Определение осадки сваи под действием вертикальной нагрузки 109
3.4.1. Исходные положения и допущения 109
3.4.2. Деформационная теория пластичности 112
3.4.2.1. Определение несущей способности сваи по грунту 112
3.4.2.2. Зависимость между напряжением и упруго-пластической деформацией 113
3.4.2.3. Определение осадки сваи 114
3.4.3. Гипоупругая модель 116
3.4.3.1. Зависимость между напряжением и деформацией 116
3.4.3.2. Определение осадки сваи 118
3.4.4. Интегральный метод 119
3.4.4.1. Определение осадки сваи 119
3.4.5. Соотношения между параметрами прочности по Мору-Кулону и Мизесу-Шлейхеру-Боткину 121
3.5. Несущая способность свай . 122
3.5.1. Вводные замечания 122
3.5.2. Способ, ориентированный на физические характеристики грунта 123
3.5.3. Способ, ориентированный на механические характеристики грунта 126
3.6. Выводы по главе 128
4. Сопоставление результатов испытаний стальных трубчатых свай с расчетами .129
4.1. Сопоставление несущих способностей свай 129
4.1.1. Сопоставление несущих способностей свай по методам расчета железобетонных свай-оболочек 129
4.1.2. Сопоставление несущих способностей свай по предлагаемым методам 131
4.2. Сопоставление осадок свай 140
4.3. Выводы по главе 162
Основные выводы по работе 163
Список литературы 165
- Опыт применения стальных трубчатых свай в портовом строительстве
- Испытания на причале нефтепирса СП "Мурман-Ойл" в Кольском заливе
- Оценка высоты грунтового ядра в полости свай
- Соотношения между параметрами прочности по Мору-Кулону и Мизесу-Шлейхеру-Боткину
Опыт применения стальных трубчатых свай в портовом строительстве
В СНГ, в портовой гидротехнике, особенно в морском портостроении, достаточно широкое применение в последнее время находят стальные трубчатые сваи, погружаемые с открытым нижним концом без последующей выемки грунта из их полости. Такие сваи используют не только как опоры для подкрановых путей и экранирования больверков, но и при реконструкции и/или усилении существующих причальных сооружений. В портовом строительстве, примером эффективнбти применения стальных трубчатых свай является построенный в 1981 г. за 6 месяцев нефтепирс длиной 490м в бухте Шесхарис Новороссийского порта для приема супертанкеров водоизмещением 250000т. Другие не менее интересные примеры являются конструкциями Ленморниипроекта при строительстве следующих объектов: причал №9 Дудинского порта, контейнерный терминал порта Мууга (причал №15), грузовая рампа на причале №16 для приема судов на причалы №16 и №17 Таллинского порта (порт Кесклинна), причал №16 Вентспилсского порта и др.. На рис. 1.4 показан разрез причала №9 Дудинского порта протяженностью 200м. Конструкция причала представляет собой тонкостенную экранированную набережную. Лицевая стенка из шпунта Ларсен-V длиной 22.0м заанкерована стальными тягами диаметром 95мм, шагом 2520мм с помощью анкерной балки за стальные трубчатые сваи диаметром 1420мм, толщиной стенок 12мм, длиной 18ч-22м и с шагом 5040мм. В качестве экрана и опоры подкрановых путей были использованы такие же стальные трубчатые сваи сваи диаметром 1420мм, толщиной стенок 12мм, длиной 18-г22м и шагом 5040мм. При реконструкции контейнерного терминала порта Мууга (причала №15) в лицевой стенке были применены стальные шпунты PU-32 с включением коробов из таких же шпунтов, заанкерованые стальными тягами диаметром 63.5мм, шагом 1800мм за железобетонную анкерную плиту (рис. 1.5).
Отметка низа шпунта лицевой стенки составляет -30,0м. Для устройства опор путей перегружателя, на расстоянии 4.0м от линии кордона между стальными трубами существующей конструкции, были погружены кордонные ряды стальных труб диаметром 1220 и 5=12мм с отметкой низа -33.0м, тыловые ряды из таких же труб находятся на расстоянии 24м от линии кордона. Глубина у кордона составляет -12.5м, отметка территории - 3.0м. Терминал оборудован швартовными тумбами и отбойными устройствами. 3.000 На рис. 1.6 показан разрез конструкции одной из двух грузовых рамп на причале №16 для приема судов на причалы №16 и №17 порта Кесклинна (Таллиннский порт). Конструкция сооружения представляет собой свайно-эстакадный тип и рассчитана на автомобильную нагрузку Н-30 с проверкой на спецнагрузку НК-80. Свайное основание эстакады предусмотрено из стальных трубчатых свай с грунтовым ядром диаметром 1220 с толщиной стенки 12мм. Сваи были погружены в грунт основания с заглублением в подстилающий слой мелких песков до 1м. Расчетная вертикальная нагрузка на одну сваю -1200кН.
Страховочная охранная металлическая упругая балка на собственном основании предназначена для снижения вероятности повреждения подъемного моста и конструций самих съездов при случайном навале судна. Ширина рампы состалвяет 22.4м. Грузовая рампа оборудована швартовными и отбойными устройствами. Отметки дна у кордона приняты существующие, порядка минус 12.0м. При этом меры по защите дна от размыва винтами судов не предусмотрены. Отметка верха кордона проектируемых съездов предусмотрена из условия совместимости с отметками кордона причалов №16 и №17. В последные годы идут интенсивные работы связанные со строительством и реконструкцией причалов Вентспилсского порта: причалы №2 протяженностью 194м , №3 -174м, №4А - 285м, №15 - 240м, №16А -примерно 600м, №26В - 55м - и другие причалы. В настоящее время строится водопроводный дюкер под р. Вента. Конструкция, предусмотренная для этих объектов, представляет собой заанкерованную тонкую стенку с экранирующими рядами свай из стальных труб с грунтовым ядром. Эти стальные трубчатые сваи предназначены не только для экранирования лицевой стенки, но одновременно служат для опор подкрановых путей. Основными задачами являются создание необходимых глубин у причалов (-13,5м-ь-15,5м) и обеспечение несущей способности причалов, отвечающей тем нагрузкам, при которых они должны эксплуатироваться в течение всего требуемого срока службы. В качестве примера дано описание конструкции причала №16А в Вентспилсском порту. Конструкция причала №16А Вентспилсского порта (рис. 1.7) представляет собой экранированный больверк. Глубина у кордона составляет -14.2м. Лицевая стенка первого участка протяженностью 225м выполнена из шпунта LX-25 (сталь S270GP), заанкерована стальными тягами диаметром 63.5мм, длиной 33.5м и с чередующимися шагами 1500мм и 1100мм за анкерную стенку из железобетонных свай через армобалку. Роль экрана лицевой стенки выполняют стальные трубчатые сваи с открытым нижним концом диаметром 1020мм, 5=11мм с шагом 2400мм.
В плане причал №16А имеет сложное очертание и при проектировании его свайного основания в некоторых сложных местах, где невозможно использовать анкерную стенку из железобетонных свай, была принята заанкерованная лицевая стенка за отдельные пары шпунта LX-25 (сталь S240GP) длиной 9м с применением короткого распределительного пояса из швеллера №30 длиной 1м. Лицевая стенка второго участка протяженностью примерно 375м выполнена из шпунта LX-25 (сталь S355GP) и заанкерована такими же стальными тягами диаметром 63.5мм, длиной 36м и с шагом 1500мм. На втором участке было предусмотрено использование перегружателя шириной колеи 15.24м. Длина пути перегружателя составляет примерно 255м. В качестве экрана лицевой стенки и опор железобетонных балок подкрановых путей используются стальные трубчатые сваи диаметром 820мм, 5= 10мм с шагом 1800мм. В портовом гидротехническом строительстве ведущих зарубежных стран в последние годы имеет место отказ от традиционных материалоемких конструкций и наблюдается внедрение новых конструкций из прочных и легких материалов и применение более совершенного строительного оборудования. Наиболее характерные причальные сооружения на стальных трубчатых сваях [104], построенные в зарубежных морских портах, приведены в табл. 1.2.
Испытания на причале нефтепирса СП "Мурман-Ойл" в Кольском заливе
Испытаны сваи №34 и №39 с сІ2=1Л40мм и =14мм (см. табл.2.5, рис.2.3.а). Характер напластований грунтов представлен на рис.2.3.б. Свая №34 с первоначальной длиной /;=34.2м испытывалась в два этапа: 1-ому этапу испытаний соответствует отметка подошвы сваи, равная -32.4м. При этом максимально достигнутая вдавливающая нагрузка составила 3278кН, а соответствующая ей осадка равна 65.5мм. При этом к моменту начала разгрузки осадка головы сваи не стабилизировалась, а ее упругая составляющая была не менее 19.1мм. На 2-ом этапе испытаний эту же сваю нарастили до общей длины /2=43.6м и вибропогружателем ВП-170 допогрузили до отметки подошвы -41.8м при отказе в последнем залоге 30см/мин. «Отдых» допогруженной сваи №34 составил 11 суток. Максимально достигнутая нагрузка при повторном испытании сваи достигла 4148кН, а соответствующая ей осадка головы составила 32.9мм при упругой составляющей более 14.1мм. К моменту начала разгрузки осадка сваи стабилизировалась. Стальная трубчатая свая №39 (таб.2.7) общей длиной /=40м была погружена до отметки -38.18м с отказом в последнем залоге 25см/мин. После «отдыха» в 12 суток она была испытана статической вертикальной вдавливающей нагрузкой с максимальной величиной, равной 4148кН, причем ее осадка составила 53.3мм при упругой составляющей более 12.5мм. Разгрузка сваи производилась после стабилизации ее осадки на последнем этапе нагружения. Нагружение свай при статических испытаниях осуществилось укладкой тарированных грузов (железобетонных плит весом по 290кН каждая) на смонтированную в голове сваи грузовую платформу весом 580 кН через прокладки из горизонтально уложенных железобетонных колонн общим весом 88кН. При этом вес платформы являлся первой ступенью нагрузки, а вес колонн включался во вторую ее ступень. Результаты испытаний свай иллюстрирует рис.2.3.а.
Стальная трубчатая оболочка (сІ2=& 13мм, 8= 16.5мм) с открытым нижним торцом была погружена в слаболитифицированные, слабоуплотненные, очень рыхлые и хорошо проницаемые грунты кораллового происхождения на глубину /г=34.25м. Результаты статических испытаний сваи приведены в табл.2.8. На рис.2.4.б показан геологический разрез, определенный по обследованию после извлечения трубы и последующей ее разрезки. Попутно было установлено, что высота грунтового сердечника в оболочке равна глубине погружения сваи. Напластование грунтов основания следующее: I; II (геологический индекс mQ4) - коралловая структура из очень рыхлых и хрупких веток, причем в слое I поры этого образования заполнены карбонатными песками от средней плотности до плотного, а в слое II - илом от жидкого до полужидкого; III - илы; IV - пески; V - структура с хрупкими связями (слои III, IV, и V объединены общим геологическим индексом dl+mQ4); VI - структура с хрупкими связями (геологический индекс Q4). Оболочка была снабжена специальными устройствами, позволяющими фиксировать сопротивление трению по ее наружной боковой поверхности. Трение грунта о внутреннюю боковую поверхность не замерялось. Сопротивление грунта по подошве сваи определялось разностью между действующей внешней осевой нагрузкой и силой трения по наружной боковой поверхности ствола оболочки.
Испытанием сваи после «отдыха» 3 суток были получены следующие результаты (см. рис.2.4.а): максимальное усилие в торце — 814.5 кН; максимальная сила трения по наружной боковой поверхности -997.5кН; максимальная внешняя нагрузка - 1812кН; несущая способность Fj-около ІЗООкН. Высота грунтового ядра в полости сваи равна 32.95м. На причале №9 испытана свая №22-В с df= 1420мм и =16мм при глубине воды в акватории 7.4м. Свая, погруженная на глубину /г=6.5м, прорезает песчано-гравийную смесь мощностью 2.7м и на глубину 3.8м внедрена в твердую глину (у=9кН/м3, =17, с=60кПа, =30мПа, /jr=-0.06), не доходя до кровли подстилаемого твердого суглинка ( =12кН/м3, р=23, с=57кПа, =70мПа, /=-0.06) на 3.7м. Результаты испытаний приведены в табл.2.9, графики осадки сваи показаны на рис. 2.5. 2.6. Испытания в Новоталлиннском Морском Торговом Порту (порту Мууга) На площадке строительства причала №2 были проведены статические испытания осевыми вдавливающими нагрузками двух свай из стальных труб с открытыми нижними концами. Приложение нагрузки осуществлялось укладкой на установленную поверх головы сваи грузовой платформы весом 400кН тарированных грузов в виде железобетонных массивов весом по 430кН каждый. Свая №20-D (Й?2=720ММ, =9.6ММ, отметка подошвы минус 25.19м) загружалась ступенями по 430кН до максимальной нагрузки 2950кН с условной стабилизацией осадок на каждой ступени и последующей разгрузкой (см. табл.2.10). Нагружение сваи №21-D (Й =820ММ, =11мм, отметка подошвы минус 23.0м) производилось в два этапа (см. табл.2.10): на 1-ом этапе - до нагрузки 2090кН без условной стабилизации осадок, а затем, после разгрузки, т.е. на 2-ом этапе - до максимальной нагрузки 2950кН с условной стабилизацией осадок. Графики осадок свай №20-D и №21-D показаны на рис.2.6.а, геологические разрезы приведены на рис.2.6.б и в. На площадке строительства причала №5 было испытано семь стальных трубчатых свай (23-В, 24-В, 27-В, 28-В, 32-В, 38-Б и 38-В) с /2=1220мм И =12мм без наконечников.
Результаты испытаний приведены в табл.2. И 4-2.13. Геологическое строение площадки строительства в районе испытаний следующее (рис.2.7.б и рис.2.8.б): 1-песок средней крупности; П-суглинок ленточный текучий ( =9кН/м3, =17,с=10кПа, =5мПа, IL=1.22); Ш-суглинок тугопластичный ( =10кН/м3, =18, с=25кПа, =20мПа, IL=0A3); ГУ-глина кембрийская полутвердая (J=11KH/M3, (р=20, с=82кПа, Е=60мПа, /i=0.15). Свая №23-В общей длиной /=20м погружалась в два этапа: на 1-ом этапе - в один семиминутный залог до отметки низа -16.88м и на 2-ом этапе через двое суток — в два десятиминутных залога до отметки низа -17.23м. Скорость погружения в последнем залоге составляла 0.5см/мин. Затем осуществлялась добивка сваи вибропогружателем «Вибро-Кенчо» в два 15-ти минутных залога (величина погружения в 2-х залогах составила 114.4мм, скорость погружения во втором залоге - О.ЗЗсм/мин), а потом вибропогружателем ВП-170 - в четыре залога (второй залог — 5 минут, остальные залоги - по 10 минут). Величина погружения вибропогружателем ВП-170 составила 168.8мм, а скорость погружения в последнем залоге -О.Зсм/мин. Общая величина перемещения после добивки этой сваи оказалась равной 283.2мм, в результате чего отметка ее подошвы составила -17.51м. Результаты испытания сваи №23-В после ее добивки показаны на рис.2.7.а.
Оценка высоты грунтового ядра в полости свай
В грунтовом пространстве выделим цилиндрический объем грунта V диаметром Д? и высотой h (рис.3.La). Представим в виде функции V=flns,R.2, Vps) связь между начальным объемом грунта V и параметрами определяющими его состояние (V- объем естественного грунта радиусом Яг; Vps,ns- начальный объем пор и пористость грунта в объеме V). До погружения сваи в рассматриваемый объем V, состояние грунта является естественным. После погружения сваи в грунт, в ее полости образуется грунтовое ядро и, следовательно, состояние грунта V меняется (рис.3.1.6), при этом можно условно выделить следующие зоны: а) - зона неуплотненного (или невытесненного) грунта, находящегося в центральной части сваи т.е. вокруг ее оси, состояние которого можно представить как ft {Vt, Rj, Vpi, nt), при этом имеем Отметка дна Отметка виза сваи где Fj , Vi - соответственно площадь поперечного сечения и объем неуплотненного грунта, находящегося в центральной части сваи; Ri,Dj- соответственно радиус и диаметр неуплотненного грунта; Vpi, щ - конечный объем пор и конечная пористость грунта в объеме Vt; h- глубина погружения сваи в грунт; б)- внутренная зона уплотнения грунта, соприкасающаяся с внутренней ПОВерХНОСТЬЮ СВаИ, СОСТОЯНИе КОТОрЙ ОПредеЛЯеТСЯ функцией/} ІУІ, Г] , Rj, У реї, пс1). Площадь поперечного сечения и объем этого грунта равны: где Fj, Vr соответственно площадь поперечного сечения и объем внутренной зоны уплотнения; rj, d] - соответственно радиус внутренней зоны уплотненного грунта и внутренний диаметр сваи; hK - высота грунтового ядра в полости сваи; У реї Псі - конечные объем пор и пористость грунта в объеме Vj; в)- внешняя зона уплотнения грунта, соприкасающаяся с наружной поверхностью сваи, состояние которой определяется функцией/? {у2, Г2, R2, УРс2, Псі)-
Площадь поперечного сечения и объем этого грунта равны: где / 2, Vr соответственно площадь поперечного сечения и объем внешней зоны уплотнения; 2 - диаметр естественного грунта объемом V; h- глубина погружения сваи в грунт; УРс2, пС2 - конечные объем пор и пористость грунта в объеме V2. Общий объем уплотненного грунта равный Vspp- объем стальной трубчатой сваи. Конечный объем пор в объеме Vc равный Из механики грунтов известно, что пористость грунта в объеме V можно выразить формулой: Здесь V = — D\ h, а пористость грунта, находящегося в центральной части сваи равна Конечную пористость пс в объеме Vc можно определить как Анализ выражения (3.6) показывает, что уплотнение естественного грунта происходит главным образом вследствие уменьшения пористости (погружаемая свая раздвигает грунт основания в стороны). Общий объем пор после погружения сваи в грунт можно определить из выражения С учетом (3.5) и (3.6) равенство (3.7) принимает вид С одной стороны, объем стальной трубы, погруженной в грунт равен вычислить как Подстановка (3.4) и (3.8) в уравнении (3.10) после преобразований дает с Если обозначить через (здесь п - приращение пористости), то с учетом (3.12), соотношение (3.11) можно переписать Таким образом, уравнение (3.14) описывает зависимость между пористостью грунта и объемом стальной трубчатой сваи.
Необходимо отметить, что в (3.15) единственной неизвестной величиной является приращение пористости п, значение которой будет определено в п. . Зависимость между изменением пористости и объемной деформацией Исходя из сравнения выражений (3.4) и (3.5), если пренебречь сжимаемостью зерен скелета грунта, можно получить следующее соотношение где kv - коэффициент, характеризующей объемную деформацию. Соотношение между конечной и начальной пористостью уплотненного грунта позволяет получить Так как уплотнение грунта происходит за счет изменения пористости, то в рассматриваемом случае не трудно убедиться в равенстве соотношений (3.16) и (3.17) т.е. С другой стороны, общий показатель состояния грунта после погружения сваи в грунт или коэффициент уплотнения грунта основания можно определить следующим образом С учетом (3.4), (3.5), (3.16) и (3.17) после соответствующих преобразований, равенство (3.18) можно переписать в следующем виде R п—п (3.20) Щ "s Отметим, что уравнение (3.20) содержит три неизвестные величины: Rlt R2 и п. Сравнивая уравнение (3.9) с (3.13) и заменив V и Vt своими соответствующими значениями, после преобразований получим уравнение 3.2.3. Определение размеров зон уплотнения грунта Учитывая малую толщину стенки сваи относительно ее наружного диаметра (« = — «1.02-1.04), логично предположить, что после погружения сваи все геотехнические характеристики грунта в зонах уплотнения по обе стороны стенки трубы будут практически одинаковы (F]tzF2, для расчета принимаем F]-F2). Это допущение резко упрощает решение задачи. В результате имеем Так как в уравнениях (3.20), (3.21) и (3.23) неизвестными величинами являются Rj, R2nN (ИЛИ п), то не трудно определить их значения из решения следующей системы уравнений: Таким образом, положительный корень уравнения (3.27) является решением задачи.
Далее, заменив значение п на N через (3.15), из (3.25) окончательно можно определить величины R] и Дг а также радиусы внутренней (rj - Ri) и внешней (R2 - г2) зон уплотнений. В табл.3.1 приведены некоторые результаты расчетов Rj и R2 по (3.25) в зависимости от значений коэффициента пористости es. Так как коэффициенты пористости es для выбранных объектов отсутствовали в исходных данных, значения =0.45- 1.05 были приняты по табл.1 приложения СНиП 2.02.01-83 [128]. где uj - внутренний периметр сваи; тА- касательное напряжение по внутренней поверхности сваи. Заменив значение касательного напряжения тл получим где/- коэффициент трения грунта по свае; тх1 - горизонтальное напряжение; тс- контактное структурное давление; -коэффициент бокового давления грунта. Учитывая, что величина azl сама зависит от сил трения, на некоторой глубине z имеем где у0- удельный вес грунта; щ - площадь внутренней поверхности сваи на участке единичной длины {сох = и і Л). Выражение (3.30) можно записать в виде
Соотношения между параметрами прочности по Мору-Кулону и Мизесу-Шлейхеру-Боткину
В критерии прочности Мора-Кулона принимается, что площадки скольжения проходят через ось главного напряжения J2, из условия экстремума получено где Ф - функция текучести; /= Sincp ; а = с Coscp . Здесь с , (р - параметры прочности по Мору. Из уравнения (3.110) следует где выражения для среднего напряжения а и интенсивности касательных напряжений г имеют вид Учитывая (3.56), уравнение (3.111) записывается в виде Сравнение (3.68) с (3.114) дает окончательно Таким образом, вместо параметров по Боткину F и А (или у/и А) можно пользоваться параметрами по Мору-Кулону/и а (или (рис) для определения несущей способности сваи Fa по (3.71). Стальные трубчатые сваи, погружаемые в основание с открытым нижним концом без последующей выемки грунта из их полости, которые находят достаточно широкое распространение в морском портостроении, имеют одно существенное преимущество перед сплошными забивными сваями. Это преимущество состоит в том, что полые сваи поддаются расчету исходя из оптимального или близкого к нему условия равенства несущих способностей по грунту и материалу сваи, что позволяет получить наиболее экономичные конструктивные решения применительно к местным грунтовым условиям. В этом отношении наиболее оптимальные результаты достигнуты применительно к железобетонным трубчатым сваям [21, 108, 109, 129], у которых толщина стенки составляет величину порядка 10% от наружного диаметра оболочки. Тот же показатель у стальных труб, применяемых в портовой гидротехнике, составляет всего около 1%. Это обстоятельство не только количественно, но и качественно, отражается на характере взаимодействия стальных трубчатых свай и основания по сравнению с железобетонными сваями-оболочками. Как установлено исследованиями [108, 109], при погружении трубчатых железобетонных свай чаще всего в их полости образуется грунтовая пробка.
На плотность и высоту этой пробки оказывают влияние такие факторы как тип ножа, толщина стенки и диаметр оболочки, вид грунтов основания, их начальная плотность сложения и условия залегания, а также способ погружения сваи. В результате, касательные напряжения, возникающие на внутренней боковой поверхности стенки железобетонной оболочки, как правило, больше аналогичных напряжений, действующих по ее наружной боковой поверхности [109]. [155,166,195] убедительно свидетельствуют о том, что все перечисленные выше факторы влияния почти совсем не сказываются на характере взаимодействия полой металлической сваи с основанием. Высота грунтового сердечника hk в полости стальных трубчатых свай практически совпадает с глубиной ее погружения h. По утверждению Ю. К. Зарецкого [57], свая представляет собой тот уникальный вид фундамента, который может быть предварительно испытан в истинном масштабе, что позволяет уточнить все параметры, входящие в расчетные формулы. Статические испытания свай, проводимые по установленному стандарту, являются самым надежным и достоверным методом определения их несущей способности. Однако в процессе проектирования сооружений при сравнении возможных вариантов свайных конструкций возникает необходимость приближенного определения несущей способности свай по грунту расчетным путем по материалам геологических исследований, проведенных на строительной площадке.
Способ, ориентированный на физические характеристики грунта Наиболее простым способом определения несущей способности Fa стальных трубчатых свай является метод, основанный на схеме раздельного сопротивления грунта по нижнему торцу сваи и по ее боковым поверхностям. Расчетная формула для Fa, ориентированная на таблицы (1,2) СНиП 2.02.03-85 и примечания к ним [129], в этом случае имет вид: где ус - коэффициент условий работы сваи в грунте, принимаемый ус-\\ -расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи, принимаемое по табл.1 [129]; uj, u2 - соответсвенно внутренний и наружный периметры поперечного сечения сваи; fi - расчетное сопротивление /-ого слоя грунта основания на боковых поверхностях ствола сваи, принимаемое по таблице 2 [129]; h{ - толщина /-ого слоя грунта, соприкасающегося с боковыми поверхностями ствола сваи; Ten Ycf - коэффициенты условий работы грунта соответственно под нижним концом и на боковых поверхностях сваи, принимаемые по таблице 3.2. 3.5.3. Способ, ориентированный на механические характеристики грунта Тонкостенные металлические трубчатые сваи легко погружаются даже в плотные песчаные и/или твердые глинистые грунты, что в последнем случае практически неосуществимо при использовании сплошых свай и даже железобетонных трубчатых свай. Примером может служит причал №9 порта Дудинка (см. главу 2), при строительстве которого стальные трубы погружались в твердые глины на глубину достигающую многих метров. Наоборот, при строительстве нефтепирса АО «Мурман-Ойл» в Кольском заливе нижний конец стальных трубчатых свай был заглублен более чем на 10м в текучепластичные суглинки с //,=0.9.
В обоих случаях табличный способ определения несущей способности сваи, примененный в формуле (3.116), выходит за рамки регламентированных СНиП 2.02.03-85 таблиц 1 и 2 [129] для Ли/-. В связи с этим, для приближенной оценки несущей способности стальных трубчатых свай в таких ситуациях предлагается способ, основанный не на физических (например, IL), а на механических (например, прочностных) характеристиках грунтов. Здесь исходными позициями могут служить положения, изложенные в статье [69], согласно которым предельную силу трения Fd по стволу сваи в многослойных грунтах применительно к стальной трубе можно определить зависимостью вытекающий из (3.71), где ус - коэффициент условий работы сваи в грунте, принимаемый равным 1.0; ,, с& - соответственно контактные угол внутреннего трения и удельное сцепления /-го слоя грунта, расположенного выше нижнего конца сваи; и1} и2, ht - то же, что в формуле (3.116). Вертикальную составляющую силы предельного сопротивления RAn под нижним концом сваи приближенно можно определить по формуле где Nr , Nq , Nc - безразмерные коэффициенты несущей способности, определяемые по табл.7 [128] в зависимости от расчетного значения угла внутреннего трения щ грунта основания на уровне торца сваи для случая вертикального положения равнодействующей внешней нагрузки; Yi — расчетное значение удельного веса грунта под нижним концом сваи (при водонасыщенных грунтах с учетом взвешивающего действия воды); ct - расчетное значение удельного сцепления грунта под нижним концом сваи; Таким образом, по этому способу суммарная несущая способность стальных трубчатых свай с открытым нижним концом составляет Прочностные контактные параметры фи и с& являются экспериментальными характеристиками и, как правило, они меньше по величине своих аналогов по грунту. В настоящее время, по-видимому, не существует не только надежных данных параметров ри и сй, но даже простых, доступных и апробированных методов их определения. Поэтому логично, в первом приближении, значения еры и с/а принимать равными их грунтовым аналогам, а справедливость этого допущения затем оценить сопоставлениями с результатами натурных измерений. Кстати, развивающийся с течением времени процесс коррозии металла и протекающий на границе ствола сваи с грунтом, по всей видимости, также будет способствовать сближению прочностных характеристик грунтов с контактными параметрами прочности. В отличие от железобетонных свай-оболочек, высота грунтового ядра в стальных трубчатых сваях практически совпадает с глубиной погружения сваи в грунт основания. Показано, что касательные напряжения по внутренней и наружной поверхностям стенки свай практически равны между собой по величине. При проектировании свайного основания из трубчатых металлических свай, расстояние между их осями (шаг свай) следует принимать не менее а=1.5сІ2 {d.2- внешний диаметр сваи). Для определения значения несущей способности и осадки сваи, вместо параметров по Боткину F и А (или у/и А) можно пользоваться параметрами
