←предыдущая следующая→
1 2 3 4 5 6 7 8 9
2.21), (2.22).
Коэффициенты матрицы KRU определяются интегралом
(2.33)
где r = arz. (2.34)
2.2.4. Определение напряжений на поверхности фундамента
Когда сформирована глобальная матрица К и задан вектор-столбец
(2.35) решается система алгебраических уравнений (2.16) методом Гаусса с помощью проце-дуры GAUSP, в результате получим значения напряжений и 2 в узлах бо-ковой поверхности и напряжение 1 в узлах нижнего конца фундамента.
2.2.5. Определение общего сопротивления фундамента
Усилия на элементах боковой поверхности фундамента получим
(2.36)
а усилия на элементах нижнего конца
(2.37)
Суммарное значение силы трения определяется
(2.38)
а сила под нижним концом
(2.39)
Общее сопротивление фундамента при заданной осадке = ed1 равно
Рс = Рб + Р0; (2.40)
Таким образом в результате применения изложенной методики расчета по методу граничных элементов с использованием решения Миндлина мож-но определить общее сопротивление фундамента в вытрамбованном котло-ване при заданной осадке.
Раздел 3. Результаты теоретических исследований сопротив-ления бипирамидальных свай
В данной работе согласно, описанной в разделе 2 методике, вы-полнены расчеты сопротивления бипирамидальных свай для грунтовых условий и типоразмеров свай по результатам исследований, представ-ленных в работах [10 15]. Теоретические модели взаимодействия свай в этих работах построены на основе теории проф. Голубкова В.Н. с ис-пользованием понятий зон уплотнения и деформаций. Эта теория по-строена на применении опытных данных, имеет полуэмпирический ха-рактер и требует дальнейшего развития.
Сравнение результатов экспериментов, выполненных в натурных условиях и расчетов с использованием метода граничных элементов по-зволяет оценить достоверность и надежность нового метода прогноза осадок бипирамидальных свай.
Далее кратко рассмотрены результаты полевых исследований со-противления бипирамидальных свай выполненных в полевых условиях [10, 11].
Экспериментальные исследования сопротивления бипирамидаль-ных свай выполнены на двух опытных площадках. Первая площадка представлена лессовидным суглинком (модуль деформации Е = 14500 кПа и коэффициент Пуассона = 0,35). Вторая площадка представлена лессом (модуль деформации Е = 12000 кПа и коэффициент Пуассона = 0,38).
В экспериментальных исследованиях была поставлена задача вы-явить рациональные соотношения между геометрическими размерами верхней части бипирамидальной сваи (оголовка) и нижней ее части (острия). В связи с этим, были испытаны четыре типоразмера свай на первой площадке (С-1, С-2, С-3, С-4) и пять типоразмеров на второй площадке (С'-1, С'-2, С'-3, С'-4, C'-4a). Кроме того на обеих площадках были испытаны статической нагрузкой забивные оголовки (С-0 и С'-0) и призматические сваи (С-пр и С'-пр). Геометрические размеры свай представлены на рис. 3.1. Как видно из рис. 3.1 бипирамидальные сваи С-1, С-2, С-3 (первая площадка) и сваи С'-1, С'-2, С'-3 (вторая площад-ка) имеют одинаковые размеры верхней части (оголовка), а длина ниж-ней части для свай С-1 и С'-1 равна 0,7 м., для свай С-2 и С'-2 - 1,2 м., для свай С-3 и С'-3 - 1,7 м.
Здесь было намечено выявить влияние длины нижней части би-пирамидальной сваи на работу оголовка. Предполагалось, что уплот-ненный грунт при забивке нижнего конца создает условия для повыше-ния сопротивления верхней части. И как показывают опытные данные (см. таблицу) на первой площадке сопротивления сваи С-3 (р = 394 кН), выше сопротивление сваи С-1 (р = 264 кН) в 1,49 раза, а соотношения тех же показателей для свай на второй площадке составляет - 1,33. То есть при увеличении бетона на 27% имеем большие приращения сопро-тивления вертикальной нагрузке. В связи с этим можно считать, что среди рассмотренных типоразмеров сваи, наиболее рациональной явля-ется бипирамидальная свая С-3 для первой площадки и С'-3 для второй площадки.
На рис. 3.2 представлены значения сопротивлений бипирамидаль-ных свай, полученные экспериментальным путем (Рэкс) и расчетом по изложенной в разделе 2 методике (Рт). Как видно из рисунка, значи-тельная часть теоретических данных близко расположена к прямой, проходящей через начало координат и под углом 45о к осям координат (случай идеального совпадения экспериментальных и теоретических данных). Вместе с тем для сваи С'р, Спр, Спир, С'пир - теоретические данные больше экспериментальных. То есть, для этих типов свай необ-ходимо вводить коэффициент запаса (надежности) больше единицы. Согласно данных приведенных в таблице 3.1 (колонка 7) этот коэффи-циент не превышает 18% (С'пр - Рэкс/Рт = 0,814). Для свай Ср, С'-4а экс-периментальные данные на 20% превышают теоретические. То есть, в этом случае сопротивление свай может быть занижено по сравнению с действительным и здесь можно использовать коэффициент надежности меньше единицы, если принять такое соотношение
н = Рт/Рэкс, (3.1)
где н - коэффициент надежности расчета.
Для оценки влияния продольной формы свай введены коэффици-енты которые определяются по формулам:
Коэффициенты остроты сваи
(3.2)
где В - размер поперечного сечения сваи в голове;
Vсв - объем погруженной части сваи;
Коэффициенты полноты сваи
(3.3)
где L - длина заглубленной (погруженной) части сваи.
В данной работе выполнено исследование влияния коэффициента в на сопротивление бипирамидальных, пирамидальных и призматиче-ских свай (Рт), которое определено теоретически. При этом подразуме-валось, что теоретическое значение, как показывает ранее выполнен-ный здесь анализ, отражает экспериментальные данные с точностью достаточной для практики проектирования, но имеют более плавный характер изменения по сравнению с экспериментальными данными, ко-торые имеют разброс, обусловленный методикой испытаний (измере-ние осадки, нагрузка), процессом забивки, изготовления свай.
На рис. 3.3 и 3.4 представлены зависимости сопротивления свай (Рт) при заданной осадке (рис. 3.3) и удельного сопротивления тех же свай (Рту) в зависимости от коэффициента формы в.
Из рис. 3.3 видно, что сопротивление свай различной формы (призматические, пирамидальные, бипирамидальные), если объемы их погруженной части одинаковые, возрастает практически прямо про-порционально коэффициенту формы в (кривые 1, 2). В случае бипира-мидальных свай, которые имеют верхнюю часть (оголовок) равных размеров и одинаковой формы, а нижняя часть имеет разную длину, сопротивление возрастает при некотором уменьшении коэффициента в. Кроме того следует отметить, что значение сопротивлений подоб-ных свай, но испытанных в условиях первой и второй площадок изме-няются в зависимости от модуля деформации грунта соответствующей площадки. Так как модуль деформации на второй площадке меньше чем на первой, то и сопротивления всех свай испытанных на второй площадке меньше сопротивлений таких же свай испытанных на первой площадке. теоретические данные в этом направлении соответствуют результатам полевых опытов. То есть, использованные в расчетах ха-рактеристики (модуля деформации) позволяет отразить влияние грун-товых условий на сопротивление свай вертикальной нагрузке.
Из рис. 3.4 видно, что удельное сопротивление свай призматиче-ской, пирамидальной, бипирамидальной формы возрастает пропорцио-нально коэффициенту в. При этом удельное сопротивление призмати-ческих свай наименьшее и составляет 700 кН/м3 (для I площадки) - 400 кН/м3 (для II площадки). Удельное сопротивление пирамидальных свай примерно в 2 ... 3 раза выше призматических и для первой площадки составляет 1500 кН/м3 и 1300 кН/м3 для второй площадки. Удельное сопротивление бипирамидальных свай в условиях первой площадки достигает 2300 кН/м3 и 1900 кН/м3 на второй площадке. Таким образом, удельное сопротивление бипирамидальных свай примерно в 2 раза вы-ше чем пирамидальных и в 4... 5 раз выше призматических.
Общие выводы
1. Сопротивление бипирамидальных, пирамидальных, призмати-ческих свай вертикальной нагрузке возрастает прямо пропорционально коэффициенту продольной формы в, при одинаковых объемах погру-женной части свай.
2. Сопротивление бипирамидальных свай возрастает если верхняя часть сваи (оголовок) имеет одинаковые размеры, а отношение длины нижней части к длине (высоте) оголовка составляет Lн/Lв = 2,3 ... 5,7.
3. Сопротивление бипирамидальных свай при заданной осадке можно определить с помощью разработанной методики с использова-нием модели основания как упругой среды, основанной на применении решения Миндлина и реализованной с помощью численной методики метода граничных элементов. Максимальное значение разбежности ре-зультатов расчета и эксперимента не превышает 21%, а среднее значе-ние разбежности составляет 7% - 11%, что не превышает погрешностей эксперимента.
4. Направлениями дальнейших исследований с целью повышения сходимости результатов расчета и экспериментов могут быть:
- исследование напряженно-деформированного состояния бипи-рамидальных свай;
- расчет сопротивления бипирамидальных свай с учетом пласти-ческих деформаций их основания;
- применение граничных
←предыдущая следующая→
1 2 3 4 5 6 7 8 9