Зоценко Н.Л. Инженерная геология. Механика грунтов, основания и фундаменты

Подождите немного. Документ загружается.

390

при визначенні несучої здатності таких фундаментів.

Слід зазначити, що терміни відпочинку паль, які рекомендують різні дослідники, ма-

ють дуже великі діапазони: для супісків – 2-10 діб, суглинків – 2-30, глин – 20-180, мулів –

20-80 тощо. З аналізу кількісних тенденцій зміни несучої здатності різних видів ґрунтів і

паль було зроблено висновок про близькість експериментальних результатів, отриманих різ-

ними дослідниками в аналогічних умовах. Причини розбіжностей у часі “відпочинку” паль

полягають у тому, що: а) експерименти проводились у межах одного виду ґрунтів, але кож-

ний раз в інших його різновидах чи станах; б) при цьому вивчались різні за видом, розмірами

та способом занурення палі; в) застосовувались різні способи випробування паль; г) несуча

здатність паль оцінювалась за різними критеріями; д) терміни “відпочинку” паль приймались

при різних відсоткових величинах несучої здатності від її кінцевого значення.

Щодо природи зміцнення глинистого ґрунту з часом навколо фундаментів також є кі-

лька тверджень:

а) механічне розсмоктування водної плівки, яка утворюється під час заглиблення на

бічній поверхні палі;

б) процес консолідації навколишнього ґрунту, котрий пов’язано з розсіюванням поро-

вого тиску, що виникає при заглибленні палі;

в) тиксотропні процеси, які відбуваються в ґрунті навколо палі;

г) за сучасними міркуваннями динамічне знеміцнювання ґрунту зони впливу, що ви-

никає при влаштуванні фундаментів, є синтезом тиксотропного, характерного для тонкоди-

сперсних водонасичених глин із коагуляційним типом контактів між частинками, та граві-

таційного, характерного для чистого піску, руйнування з наступним відновленням ґрунтових

зв’язків (за професором В. І. Осиповим – “пливунне розрідження ґрунту”) процесів. Зміцнен-

ня глинистого ґрунту навколо фундаментів, які виготовляють без виймання ґрунту, відразу

після їх улаштування носить переважно тиксотропний характер, а наступне повільне зрос-

тання міцності ґрунту пов’язане з розвитком гравітаційних процесів.

Статистичний матеріал за різновидами фундаментів, які виготовляють без виймання

ґрунту, отримано шляхом одноразових статичних випробувань за методикою ДСТУ Б В.2.1-

2-95 фундаментів-близнюків із термінами “відпочинку” від 1 доби до 2 років на ряді дослід-

них ділянок, складених глинистими ґрунтами. В усіх випадках зростання несучої здатності

фундаментів у процесі їх “відпочинку” мало згасаючий і незворотний у часі характер. Пара-

метри цього процесу (тривалість, інтенсивність розвитку тощо) залежать від трьох взаємо-

пов’язаних груп чинників:

1) методу впливу на ґрунт при влаштуванні фундаментів, а саме характеру й тривало-

сті дії динамічного навантаження, – при однакових інших умовах період “відпочинку” най-

менший для фундаментів, створених методом статичного впливу на ґрунт (палі, що заглиб-

люють удавлюванням, набивні палі у продавлених і розкочених свердловинах тощо), біль-

ший для фундаментів, створених методом ударного впливу на ґрунт (забивні палі, блоки, на-

бивні палі в пробитих свердловинах, фундаменти у витрамбуваних котлованах, штучні осно-

ви з поверхневим і глибинним ущільненням ґрунту), й найбільших для фундаментів, створе-

них за допомогою вибуху (набивні палі з камуфлетним розширенням) та шляхом вібраційно-

го впливу на ґрунт (віброзанурені палі, палі і фундаменти у віброштампованих котлованах);

2) розмірів зони впливу фундаментів, які при відношенні ℓ/d≤4, де ℓ – довжина палі чи

глибина свердловини (котловану), d – діаметр поперечного перерізу палі чи розширення ФУ,

можуть бути зведені до площі поперечного перерізу цієї зони A

, м

, а при ℓ/d>4 – ще й до

значення ℓ, м. При цьому

dzizi

AD,A

−=

250

, (14.12)

де

– діаметр зони впливу фундаменту, м;

– площа поперечного перерізу фундаменту

чи його розширення, м

. Значення

залежить від розмірів поперечного перерізу фунда-

менту та характеристик ґрунту. За наявності попередніх досліджень величину

визнача-

391

ють за емпіричними формулами, наприклад для пірамідальних паль залежно від кута внут-

рішнього тертя ґрунту φ:

)

,exp(d,D

0240391 ⋅⋅=

, (14.13)

а для набивних паль у пробитих свердловинах, фундаментів у витрамбуваних котлованах за-

лежно від коефіцієнта пористості ґрунту

та його мінімального значення

min.a

(біля бічної

поверхні чи під підошвою фундаменту):

)ee/()e(dD

min.aaazi

−+= 1

. (14.14)

Більш перспективним методом визначення параметрів зони впливу фундаментів, які

виготовляють без виймання ґрунту, є математичне моделювання НДС основи при влашту-

ванні фундаментів. Цей підхід докладно висвітлено в п. 10.5;

3) мінералогічних та фізико-хімічних властивостей ґрунту, а саме дисперсності части-

нок, кристалічної будови глинистих мінералів, вмісту органічних речовин, валентності об-

мінних катіонів та їх концентрації в поровому розчині, показника pH середовища, щільності,

вологості ґрунту, температурних факторів, коефіцієнта фільтрації ґрунту й ін. (наприклад,

підвищення концентрації одновалентних обмінних катіонів K

та Na

, які мають диспергую-

чий (стабілізуючий) ефект, більше ніж 100…150 мг/л у поровому розчині призводить до

зменшення тривалості відпочинку).

За оптимальний час “відпочинку” фундаментів, які виготовляють без виймання ґрун-

ту, T, діб, згідно з пропозицією професора Б. І. Далматова приймався термін, що відповідає

набору ними 95% несучої здатності від її кінцевої величини. Для всіх видів фундаментів, що

досліджувались, крім віброзанурених паль, при ℓ/d≤4:

i.eLzi

k)I)(AC(AT

⋅+⋅+⋅=

, (14.15)

де A та C – коефіцієнти, що залежать від способу влаштування фундаменту для забивних пі-

рамідальних і конічних паль A=23 доби; C=0,75 1/м

(при коефіцієнті кореляції r=0,83); для

фундаментів у пробитих свердловинах і витрамбуваних котлованах A=12,5 діб; C=0,5 1/м

(r=0,97);

– показник текучості ґрунту;

i.e

– коефіцієнт, який ураховує диспергуючий

ефект катіонів K

та Na

у поровому розчині (

i.e

≤1).

До речі, експериментальні дані можливо інтерпретувати й інакше, наприклад для за-

бивних пірамідальних і конічних паль:

i.eL

k)I(ABT

⋅+⋅=

, (14.16)

де B= 42 діб/м

; b= 0,4 при r=0,93, – або при

> 0:

i.e

kIALT

⋅⋅⋅=

, (14.17)

де L= 207 діб/м

;



=0,43;



=0,7 при r=0,98.

При ℓ/d>4 оптимальний час “відпочинку” фундаментів може бути визначено як:

i.eLzi

k)I()AC(AT

⋅+⋅⋅⋅+⋅=

11 

, (14.18)

де, наприклад, для вдавлених паль A=1,2 доби; C=0,5 1/м

Несуча здатність фундаментів у будь-який момент t відпочинку P(t) може бути пред-

ставлена як сума “умовно-миттєвої” несучої здатності

при часі “відпочинку”

0→

приросту несучої здатності фундаменту в цей момент

)t(P

gis

)t(PP)t(P

gis

. (14.19)

“Умовно-миттєву” несучу здатність ФУ

визначають за емпіричною формулою за-

лежно від показника текучості ґрунту:

IaaP

⋅+=

, (14.20)

де, наприклад, a

=81,55%; a

=42,76% – для забивних пірамідальних паль, a

=55,79%;

=43,64% – для фундаментів у пробитих свердловинах і витрамбуваних котлованах.

Приріст несучої здатності фундаментів у цей момент визначають за експоненційною

392

функцією залежно від тривалості відпочинку t та його оптимального значення T:

)e()t()t(P

T/tgis γ

−⋅= 1

; (14.21)



P)t(

−= 100

, (14.22)

де γ – параметр функції, γ=4,6.

Для віброзанурених паль значення відношення

/P(T) значно нижче, ніж для забив-

них чи вдавлених, що можна пояснити більш сильним руйнуванням ґрунтових зв’язків у зоні

впливу фундаменту при їх віброзануренні, ніж при ударному чи статичному впливові на

ґрунт. Одночасно процес відновлення ґрунтових зв’язків і зростання несучої здатності вібро-

занурених паль значно більш триваліший, ніж для забивних й удавлених. Тому для визна-

чення несучої здатності фундаментів, улаштованих шляхом вібраційного впливу на ґрунт,

необхідно два статичних випробування їх із часом “відпочинку” t

та t

, де t

, а t

>1 до-

би. Несуча здатність цих фундаментів у будь-який момент t “відпочинку” (t>t

) дорівнює:

)t/t(P)t(P

; (14.23)

)t/tln(/)P/Pln(k

1212

, (14.24)

де P

і P

– несуча здатність фундаменту відповідно в момент часу t

та t

Відносна похибка розглянутих методів – 10%. Таким чином, урахування закономірно-

стей зростання несучої здатності фундаментів, які виготовляють без виймання ґрунту і які

влаштовані у глинистих ґрунтах, у процесі їх відпочинку дає змогу підвищити проектне на-

вантаження на них порівняно з методикою ДСТУ Б В.2.1-2-95 до 20-25% для вдавлених паль,

до 40-45% для забивних пірамідальних паль та блоків, набивних паль у пробитих свердлови-

нах, фундаментів у витрамбуваних котлованах і більше від 45% для віброзанурених пірамі-

дальних паль, а також скоротити до одного тижня часовий розрив між улаштуванням дослід-

них фундаментів та наступними роботами нульового циклу.

14.4. ОСОБЛИВОСТІ МАТЕМАТИЧНОГО МОДЕЛЮВАННЯ

НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ОСНОВ

ПРИ ВЛАШТУВАННІ І РОБОТІ ФУНДАМЕНТІВ,

ЯКІ ВИГОТОВЛЯЮТЬСЯ БЕЗ ВИЙМАННЯ ҐРУНТУ

Для числового моделювання НДС основ та фундаментів, що виготовляються без вий-

мання ґрунту, використовують рішення вісесиметричної пружно-пластичної задачі МКЕ у

фізично й геометрично нелінійній постановці, зокрема програмний модуль “PRIZ-Pile” для

ПЕОМ, про який ішла мова в п. 10.5. У його межах проектувальник має змогу МКЕ моделю-

вати: 1) різноманітні за геометрією, схемою витиснення ґрунту, характером і швидкістю пе-

редачі на нього тиску процеси влаштування фундаментів й основ з ущільненням ґрунту, ре-

зультатом чого є НДС масиву та наведені значення фізико-механічних характеристик ґрун-

тів; 2) подальшу роботу цих основ і фундаментів.

За загальною розрахунковою схемою МКЕ роботи (ущільнення) ґрунту при створенні

фундаменту або штучної основи методи ущільнення можна поділити на три класи, що вмі-

щені в таблиці 14.3.

Для класу 1 “Робота (ущільнення) ґрунту без можливості його бічного витиснення з-

під робочого органа чи фундаменту” (умовно – “компресійна задача”) характерні перемі-

щення й ущільнення ґрунту лише в одному напрямку, формування наведеної анізотропії ли-

ше за цим напрямом, відсутність у масиві зон розущільнення. Зокрема, до цього класу можна

віднести намивні та насипні масиви, тривало обтиснуті основи під фундаментами будівель,

поверхнево ущільнені основи, ґрунтові подушки тощо. Створення основ класу 1 програмний

модуль моделює завданням лише вимушених вертикальних переміщень вузлових точок

верхньої межі розрахункової області.

Клас 2 “Робота ґрунту з обмеженою можливістю його бічного витиснення з-під робо-

чого органа чи фундаменту” (“задача про занурення жорсткого плоского штампу”) харак-

393

теризують переміщення й ущільнення ґрунту переважно в пріоритетному напрямку, форму-

вання за ним наведеної анізотропії, можливість утворення в масиві зон розущільнення (ви-

пирання) безпосередньо за межею фундаменту (штампа, органа). До цього класу, наприклад,

належать глибинно ущільнені основи, армовані вертикальними ґрунтовими палями масиви.

Для основ класу 2 вимушені переміщення задають теж в одному напрямі, але виникає й ви-

тиснення частини його в інших.

Таблиця 14.3. Загальні розрахункові схеми роботи (ущільнення) ґрунту при створенні та

навантаженні фундаментів, паль чи штучних основ

Робота фундаменту (основи)

Створення фундаменту (основи)

№

394

Для класу 3 “Робота

ґрунту з можливістю його ви-

тиснення з-під робочого органа

чи фундаменту за різними на-

прямами” (“задачі занурення

пенетраційного наконечника чи

напівшарового штампа”) при-

таманні переміщення й ущіль-

нення ґрунту в різних напря-

мах, формування наведеної ані-

зотропії відповідно до цих на-

прямів, можливість утворення

розущільнених зон ґрунту в рі-

зних частинах масиву. Клас ха-

рактеризують різноманітні па-

лі, у тому числі з розширення-

ми, блоки, фундаменти у ви-

трамбуваних і виштампуваних

котлованах тощо. Для основ та фундаментів класу 3 вимушені переміщення задають у різних

напрямах.

Нижче наведено кілька прикладів результатів моделювання утворення зони впливу

навколо основ і фундаментів, які влаштовують без виймання ґрунту.

Так, на рис. 14.27 наведено приклад зміни щільності суглинків і супіску (їх природні

показники ρ

=2,68 г/см

; ρ

=1,41-1,47 г/см

) за глибиною після зниження поверхні на 1000 мм

від скидання важкої трамбівки (діаметром d=2,20 м та масою Q=13,0 т) з висоти 6,5-7,5 м

(натурні дані дослідників Одеської ДАБА - Шикалович М.С. та інші, 2001). Величина “відка-

зу” складала 20-30 мм. При моделюванні задавалось природне значення ρ

=1,43 г/см

. Вихід-

на розрахункова схема містить 750 прямокутних КЕ з розмірами від 0,1×0,1 до 0,4×0,8 м

(ближче до верхньої межі сітка КЕ згущається), та 2361 вузлів, із яких 169 закріплених. Роз-

рахункова область являє циліндр діаметром і висотою 9 м.

Проведене порівняння даних натурних і числових експериментів показало в цілому їх

задовільну збіжність, що дозволило зробити певні узагальнення:

- значення природної щільності сухого ґрунту суттєво не впливає на точність число-

вого моделювання;

- при відносно невеликих значеннях (100-300 мм) зниження поверхні ґрунту від трам-

бування (при моделюванні їм відповідають задані вимушені вертикальні переміщення вузло-

вих точок верхньої межі розрахункової області) звичайно в зоні, безпосередньо розташованій

під підошвою трамбівки, щільність сухого ґрунту за даними натурного експерименту дещо

(частіше до 4-5 %) перевищує її значення за моделюванням. Глибше межі зони достатнього

ущільнення їх величини практично однакові, а потім змодельовані значення щільності мо-

жуть на 1-2 % перевищувати результати натурних досліджень;

- із збільшенням величини зниження поверхні ґрунту від трамбування (наприклад, до

1000 мм, як на рис. 14.27) значення щільності сухого ґрунту за даними натурного та числово-

го експерименту в зоні достатнього ущільнення під підошвою трамбівки стають досить бли-

зькими між собою;

- за межею сліду від трамбівки змодельовані значення щільності ґрунту звичайно де-

що перевищують дані натурного експерименту.

Так, приклад деформованої схеми тришарової основи палі С-9-30 наведено на

рис. 14.28. Розміри КЕ на ній від 0,15×0,30 до 0,3×0,6 м.

Вплив початкового стану ґрунту на параметри його ущільнення навколо паль розгля-

нуто на рис. 14.29 для забивної призматичної палі поперечним перерізом 30×30 см. Масив

складено твердим і напівтвердим суглинком із щільністю сухого ґрунту ρ

=1,33; 1,44 та

1,5

1,6

1,7

1,8

1,4

Щільність сухого ґрунту, ρ

, г/см

Глибина від поверхні ґрунту

після ущільнення, h, м

Рис. 14.27. Зміна щільності сухого ґрунту (лесового сугли-

нку та супіску) за глибиною: 1 – в природному стані за да-

ними натурного експерименту; 2 – після ущільнення за мо-

делюванням; 3 – те ж за даними натурного експерименту

395

1,52 г/см

(дослідні дані Ю. М. Козакова).

Із рис. 14.29 видно, що результати моделювання досить близькі до експериментальних

даних. Зокрема, радіус зони достатнього ущільнення r

при ρ

=1,60 г/см

для вищенаведених

природних станів ґрунту відповідно складає: 0,38 м за моделюванням (0,36 м за експеримен-

том); 0,49 м (0,61 м); 0,78 м (0,77 м). Значення r

при ρ

=1,55 г/см

відповідно становлять:

0,41 м (0,43 м); 0,57 м (0,69 м); 1,14 м (1,15 м). Близькі між собою й експериментальні та

змодельовані розміри зон поширення ущільнення, що відповідають збільшенню природних

значень ρ

на 0,02 г/см

. Таке ущільнення викликається горизонтальним зміщенням центра

ваги відповідного КЕ близько 2 см.

Як за моделюванням, так і за натурними даними із збільшенням природного значення

величина r

криволінійно зростає до асимптот, які відповідають ρ

=1,60 та 1,55 г/см

Вплив способу влаштування палі на значення деформаційних характеристик ґрунту

ущільненої зони показано на рис. 14.30 для набивних паль діаметром 425 мм, зведених мето-

дом гвинтового продавлювання (дослідні дані професора В. І. Фекліна) та пробиванням

свердловин циліндричною трамбівкою (дані ПолтНТУ). Масиви складено напівтвердим су-

глинком із природною щільністю сухого ґрунту ρ

≈1,40 г/см

і компресійним модулем

2051

2077

0,3×6=1,8

0,3

0,15×6=0,9

0,3×10

0,15×6=0,9

0,3×25=7,5

0,3×5

1462

1667

1436

1641

Рис. 14.28. Приклад деформованої розрахункової схеми

основи палі С-9-30

396

Щільність сухого ґрунту 1,44 г/см

0,30 0,60 0,90 1,20 1,50 2,10 0,00 2,40 2,70 3,00 1,80

Відстань від осі палі, м

Щільність сухого ґрунту 1,52 г/см

1,60

1,50

1,70

1,44

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

1,44

1,60

1,55

1,70

1,52

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

1,52

Щільність сухого ґрунту 1,33 г/см

1,60

1,50

1,40

1,33

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

Експеримент

Моделювання

Рис. 14.30. Значення модуля

деформації ґрунту, МПа,

навколо набивних паль,

зведених методом гвинто-

вого продавлювання та

пробиванням свердловин

циліндричною трамбівкою

0,15 0,30 0,45 0,60 0,75 1,05 0,00 1,20 1,35 1,50 0,90

Відстань від осі палі, м

Паля, утворена пробиванням свердловини трамбівкою

Паля, утворена методом гвинтового продавлювання

10,0

8,0

6,3

5,0

4,0

3,0

20,00

16,50

6,00

2,50

13,00

9,50

10,0

16,5

3,0

20,00

16,50

6,00

2,50

13,00

9,50

Експеримент

Моделювання

Рис. 14.29. Ущільнення

ґрунту навколо забивної

палі поперечним перерізом

30x30 см при різних при-

родних значеннях щільнос-

ті сухого ґрунту ρ

=1,33;

1,44 та 1,52 г/см

397

0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,40 0,00 1,60 1,80 2,00 1,20

Відстань від осі палі, м

0,25

0,75

0,00

1,50

0,50

1,00

1,75

2,00

1,25

Глибина, м

На глибині 0,30 м

На глибині 0,90 м

1,99

1,63

1,58

1,49

1,47

1,54

2,00

1,88

1,52

1,40

1,76

1,64

1,45

1,44

На глибині 1,50 м

1,69

1,52

1,50

1,47

1,46

1,49

2,00

1,88

1,52

1,40

1,76

1,64

1,45

1,44

1,91

1,56

1,51

1,48

1,46

1,49

2,00

1,88

1,52

1,40

1,76

1,64

1,45

1,44

Експеримент

Моделювання

Рис. 14.31. Ущільнення

ґрунту навколо пірамідаль-

ної палі за моделюванням і

дослідом

Рис. 14.33. Фрагмент схеми деформу-

вання ґрунту в основі витрамбуваного

котловану за даними математичного

моделювання

0,50

0,00

0,75

0,25

2,5

1,5

3,0

2,0

Рис. 14.32. Залежність між відношен-

ням об’єму лідируючої свердловини

до об’єму палі V

та відношенням

діаметру зони ущільнення до діаметру

палі D/b

: 1 – за даними натурних за-

мірів; 2 – за даними моделювання

398

деформації E=3 МПа. Для моделювання ущільнення ґрунту навколо пробитих свердловин

використовувалися дані більш “швидких” компресійних випробувань, ніж для продавлених

свердловин. У результаті отримано більш інтенсивне зростання значень модуля деформації

при наближенні до бічної поверхні пробитої свердловини – у 6,3 разу (в експерименті 5,5 ра-

зу), ніж до продавленої – 4 рази (в експерименті 3,3). Певне перебільшення (до 20%) змоде-

Рис. 14.34. Порівняння зміни щільності сухого ґрунту ρ

навколо фундаменту

у витрамбуваному котловані за даними експерименту та моделювання

0,35

0,70

1,05

1,40

1,75

2,45

0,00

2,80

3,15

3,50

2,10

Відстань від осі ФВК, м

1,00

0,50

2,00

0,00

3,00

1,50

3,50

4,50

2,50

5,00

4,00

На глибині 1,25 м

1,39

1,42

1,35

1,56

1,71

1,75

1,78

1,76

1,77

1,90

1,75

2,05

1,45

1,30

1,60

На глибині 4,00 м

На глибині 2,00 м

1,54

1,49

1,47

1,49

1,56

1,58

1,67

1,71 1,71

1,41

1,35

1,90

1,75

2,05

1,45

1,30

1,60

1,38

1,33

1,35 1,38 1,40

1,36

1,90

1,75

2,05

1,45

1,30

1,60

На глибині 3,00 м

1,47

1,49

1,51

1,53

1,37

1,90

1,75

2,05

1,45

1,30

1,60

Експеримент Моделювання

Глибина, м

399

льованих значень модуля деформації над експериментальними можливо віднести за рахунок

різниці в напружено-деформованому стані ґрунту при його ущільненні в кільці та в ґрунто-

вому масиві.

Із порівняння результатів моделювання ущільнення ґрунту навколо пірамідальної палі

й даних натурного експерименту (дослідні дані професора А. І. Догадайло), наведених на

рис. 14.31, видно їх задовільну збіжність. Біля її бічної грані (в межах “ґрунтової сорочки”)

змодельовані значення щільності сухого ґрунту дещо вищі від їх дослідних аналогів, а в ме-

жах d…2d від осі палі, де d – діаметр поперечного перерізу палі на глибині, що розглядаєть-

ся, навпаки. Далі результати числового й натурного експериментів практично збігаються.

Порівняння розмірів ущільнених зон навколо пірамідальних паль із лідируючими

свердловинами за результатами моделювання та даними виконаних ПолтНТУ натурних дос-

ліджень проводились для умов дослідної ділянки, що складена лесовим напівтвердим сугли-

нком із вологістю W=0,21 і щільністю сухого ґрунту ρ

=1,355 г/см

Досліджувались пірамідальні палі двох типорозмірів СП-0,8-3,6-0,1 (переріз голови

×b

=80×80 см та вістря 10×10 см, довжина h

=3,6 м) і СП-0,9-2,0-0,1 при діаметрі лідирую-

чих свердловин 0,2-0,6 м.

Зіставлення результатів натурних досліджень і моделювання зведено до графіків на

рис. 14.32.

Відносна похибка між виміряними та змодельованими значеннями D/b

не перевищує

6 %, тобто маємо цілком задовільну їх збіжність.

На рис. 14.33 подано фрагмент схеми деформування основи при витрамбовуванні

котловану (без розширення), а на рис. 14.34 – ущільнення ґрунту навколо нього (дані натур-

ного експерименту Ю. В. Власова).

Тобто проектувальник має можливість визначення досить достовірних значень пара-

метрів ущільнення ґрунту навколо фундаментів і штучних основ, улаштованих за різними

технологіями без виймання ґрунту, у межах рішення вісесиметричної пружно-пластичної за-

дачі МКЕ. При цьому на точність моделювання впливають призначення характеристик по-

чаткового стану ґрунту, геометричних розмірів фундаментів, напрямку витиснення ґрунту та

швидкості передачі тиску на ґрунт. Змодельовані параметри ущільнення ґрунту використо-

вують для розрахунків роботи цих основ і фундаментів під навантаженням.

14.5. ПРОЕКТУВАННЯ ФУНДАМЕНТІВ, ЯКІ ВИГОТОВЛЯЮТЬСЯ

БЕЗ ВИЙМАННЯ ҐРУНТУ

Фундаменти, виготовлені без виймання ґрунту, сприймають навантажен-

ня від споруди і передають їх на основи частково силами тертя і зчеплення, що

виникають за їх бічною поверхнею. У результаті дій цих сил осьові зовнішні

навантаження передаються на деякий ґрунтовий конус, а від нього – на колову

горизонтальну площадку, де вона підсумовується з напругами, що передаються

на ґрунт підошвою фундаменту (рис. 14.35, а). Епюра стискуючих напруг у

ґрунті показує, що напруги помітно знижуються в міру віддалення від центра

підошви фундаменту. Залежно від розміру проміжку між сусідніми фундамен-

тами (палями) епюри стискуючих напруг можуть дотикатися або накладатися

одна на одну; в останньому випадку напруги в ґрунті будуть зростати.

Питання стійкості і деформативності ґрунту в основах фундаментів слід

розглядати з урахуванням відстані між ними. При аналізі роботи кущів (груп)

фундаментів можна відзначити, що при рідкому розташуванні фундаментів ді-

лянки напруженого стану ґрунту не перекривають одна одну. В площині їх ни-

жніх кінців вони мають вигляд кругів, які не перетинаються. Це вказує на те,