При  выборе варианта фундаментов в этом случае следует обратить внимание на свайно-плитные  фундаменты [1, 2]. Определяющим при проектировании фундаментов указанного типа  считается разграничение распределения нагрузок на плиту и сваи от общей нагрузки на фундамент.

В  настоящей статье авторы излагают результаты исследования взаимовлияния плиты и  свай в свайно-плитном фундаменте на деформацию грунтового основания при  различных долях нагрузок на указанные элементы фундамента. Исследование осуществлялось в рамках проектирования и строительства 17-ти этажного жилого дома №3 в VI мкр.  Арбеково г. Пензы. Конструктивная схема здания монолитная с безригельным  каркасом. Расчетная нагрузка от здания в уровне верха фундаментной плиты  порядка N_I = 223100,0 кН.

В  геологическом строении площадки строительства принимают участие в пределах  разведанной глубины 45,0 м, пять слоев грунта с характеристиками, представленными  в табл.1.

Таблица 1.  Физико-механические характеристики грунтов

С учетом  конструктивных особенностей жилого дома, характера распределения и диапазона  нагрузок на фундаменты, а также грунтовых условий площадки строительства принят  вариант свайно-плитного фундамента. Расчетное сопротивление грунта естественного сложения под подошвой плиты определяется по формуле 5.5 СП 50-101-2004.  При расположении подошвы на глубине 2,2 м и ширине плиты b = 22,8 м  определено расчетное сопротивление грунтового основания. Исходя из характеристик  слоев грунта под плитой указанное сопротивление R = 205,0 кПа, а при этом сопротивление предельное P_u = 340,0 кПа.

Достаточно сложные  грунтовые условия и характеристики физико-механических свойств верхних слоев  обусловили необходимость применения свай в пробитых скважинах с уширением (СПС)  [3, 4, 5, 6, 7, 8]. Указанные сваи объединяются сплошной монолитной.

Рис.1.  Схема свайно-плитного фундамента с закреплением  верхнего «буферного» слоя раскаткой слоев  щебня

В результате  предварительных расчетов путем последовательного приближения удалось обосновать  возможность распределения нагрузок между сваями и плитой ростверка. При  условии, что соотношение нагрузок принято 50:50, расчетные нагрузки с коэффициентами  перегрузки равными единице составляют: на плиту N_IIпл = 97000  кН; на сваи N_IIсв =  97000 кН.

Тогда давление  под подошвой плиты Р_пл = 175,0  кПа и осадка плиты при указанном давлении порядка S_пл  = 19,5 см, что не превышает предельно-допустимую осадку S_u= 21,5 см. При этом мощность сжимаемой толщи Н_с= 20,5 м.

Сваи  в пробитых скважинах с уширением приняты круглого сечения, диаметром 530 мм и длиной  9,0 м. Диаметр уширения d_уш = 1,2 м. Уширение  устраивается путем втрамбовывания щебня в общем объеме 1,1 м³  отдельными порциями в два уровня из расчета заполнения скважины по высоте на  0,3÷0,4 м. Втрамбовывание жесткого материала производится путем сбрасывания трамбовки с высоты 2,0÷3,0 м до момента погружения в грунт требуемого объема  жесткого материала. Бетонирование сваи производилось враспор.

Несущая  способность указанных свай F_d определяется по [9] и равна F_d  = 1820,0  кН. Расчетно-допускаемая нагрузка на сваю составляет N_рд = 1350 кН. Необходимое количество свай, если не учитывать работу плиты по  грунтовому основанию, порядка 168 шт. При включении плиты в работу из условия  восприятия на 50 % расчетной нагрузки, приходящаяся нагрузка на сваи составит N_I = N_II· γ_f = 97000,0 · 1,15 = 111550,0  кН. Требуемое количество свай для восприятия указанной нагрузки составляет n = N_I / N_рд= 83 шт.

Согласно требованиям [9] при проектировании  свайно-плитных фундаментов минимальное расстояние между осями свай должно быть не  менее, чем 5 диаметров свай. Указанное позволяет расчет свайного основания по  деформациям свести к расчету осадки одиночной сваи.

Определение  осадки сваи выполняется с учетом уплотненного под уширением слоя грунта толщиной  1,0 м с модулем деформации Е = 15 МПа  [10, 11, 12, 13, 14]. Расчет осадки выполнен с использованием схемы грунтового  основания в виде линейно-деформируемого полупространства и с учетом  нелинейности. При этом расчетное сопротивление грунта под уширением  определялось для характеристик уплотненного грунта и дополнительного давления в  уровне низа уширения от вертикальных напряжений σ_zp, обусловленных давлениями под  плитным ростверком. Учет бокового пригруза в уровне низа уширения существенно  повышает расчетное сопротивление грунта в указанном уровне и уменьшает  коэффициент нелинейности. Последний определен из известной формулы Малышева  М.В.

Наряду с  нелинейностью осадка одиночной сваи определялась с учетом взаимовлияния восьми  соседних свай. При этом использовался подход, изложенный в статьях [1, 2, 15]. В целом расчетная осадка сваи  составила S_сп = 9,8 см.

При принятом в  настоящей работе подходе к распределению нагрузок на плиту и сваи 50:50  расчетная осадка плиты составила 12,5 см. Общая осадка свайно-плитного  фундамента с учетом взаимовлияния порядка 16,5 см. Таким образом, деформации  грунтового основания не превышают допускаемых значений.

По результатам  мониторинга за осадками здания на этапе строительства в течение 18 месяцев  после завершения, можно сделать вывод о стабилизации работы грунтового  основания. Фактическая осадка по результатам наблюдений составляет порядка 110,0 мм и носит достаточно равномерный характер.

Таким образом,  указанный подход к распределению нагрузок в свайно-плитном фундаменте для  данных грунтовых условий позволил достаточно оптимально решить задачу при  проектировании фундамента жилого дома с обеспечением требуемой надежной работы.

Несущая способность ФВК главным образом определяется характеристиками грунтового основания и геометрическими параметрами уширения. Все известные методы устройства уширения с использованием щебня предусматривают создание одного «кольца» уширения [3]. Авторами предлагается устройство двух – трехуровнего уширения и методика расчета осадки при условии, что создается не одно, а несколько «колец» уширения, как показано на рисунке 1. Указанный прием позволяет увеличить толщину высокомодульной активности зоны сжатия грунтового основания. Образование уширения в трех уровнях достигается за счет того, что при пробивке котлована первый уровень уширения формируется ниже проектной отметки подошвы фундамента. После этого отметка низа трамбовки поднимается на заданный уровень и втрамбовывается щебень для формирования второго уровня. Подъем отметки трамбования каждого последующего уровня составляет порядка 0,8 от диаметра трамбовки по низу.

Рис. 1. Схема расчета деформаций грунтового основания при помощи

программы «Осадка»:1, 2, 3, 4 – соответственно контуры уширения фундамента, второго уровня, третьего уровня, уплотненной зоны грунта

В настоящей работе изучалась зависимость деформации грунтового основания от размеров трехуровнего уширения. Исходные данные для расчета осадки следующие: объемный вес грунта равный 17 кН/м³; модуль деформации грунта E = 8 МПа; объемный вес щебня – 20 кН/м³; модуль деформации щебня E_щ = 40 МПа; объемный вес уплотненного грунта – 20 кН/м³; модуль деформации уплотненного грунта E_у = 25 МПа.

Осадка определяется для нагрузки N_II в диапазоне от 200 до 800 кН с шагом 200 кН. Схема расчета с помощью программы «Осадка» представлена на рисунке 1.

Рис. 2. График зависимости осадок от нагрузки при уширениях

1 – одно; 2 – двух; 3- трехуровневом

Как следует из указанной схемы более 85% вертикальных напряжений s_zp реализуется в пределах малосжимаемого грунтового основания, состоящего из втрамбованного щебня второго и третьего уровня уширения с модулем деформации E_щ » 40 МПа и уплотненной области грунта с модулем деформации E_у » 25 МПа. Оставшиеся 15% вертикальных напряжений перераспределяются в слоях грунтового основания природного сложения.

Результаты расчетов показывают, что при одинаковой нагрузке на фундамент, но при разноуровневых уширениях достигается значительное отличие деформации грунтового основания. Указанное может существенно расширить применение рассматриваемых фундаментов в широком диапазоне грунтовых условий.

Из графика (рис. 2) видно, что осадка при одном кольце уширения значительно превышает осадку, которая имеет место при трех уширениях. При двухуровневом уширении осадка уменьшается с 84,0 мм до 60,0 мм, т.е. в 1,4 раза. Отличие при втором и третьем кольцах уширения порядка 20%. Отсюда можно сделать вывод, что наиболее обоснованно выглядит втрамбовывание щебня в двух уровнях.

Рассматриваемые предложения авторов апробированы при строительстве ряда объектов [4, 5, 6]. В частности, ФВК с двухуровневым уширением были применены при устройстве фундаментов 9-ти – 25-ти этажного жилого дома по ул. Молодогвардейской, д.15 в г. Москве. Особенности площадки строительства заключались в наличии шести слоев достаточно слабых грунтов с уровнем грунтовых вод практически на отметке низа подошвы плитного ростверка. Сформировать уширение в водонасыщенных слоях супеси и суглинках, обеспечивающих требуемую несущую способность, оказалось весьма сложным.

Положительный результат был достигнут при формировании двухуровневых уширений свай. Надежность на данном объекте подтверждена результатами статических испытаний шести свай в диапазоне вертикальных нагрузок от 1500,0 до 2100,0 кН.

В определенной степени подобный подход использован при устройстве фундаментов Логистического комплекса на площадке вблизи пос. Толмачева в Новосибирской области [7]. Указанная площадка относиться к I типу грунтовых условий по просадочности. Для уменьшения расчетных осадок уширение сваи выполнялось комбинированным, часть которого выполнялась путем втрамбовывания песка средней крупности, а другая часть из щебня. На этапе завершения указанного двухуровневого уширения осуществлялся динамический контроль [8]. Последний заключается в определении «отказа». Если при проектном объеме втрамбованного щебня «отказ» превышал проектное значение, количество щебня увеличивалось. Динамический контроль выполнялся для каждой без исключения сваи.

Характерной особенностью площадки строительства торгово-развлекательного комплекса «Фантастика» по ул. Родионова-Деловая в Нижнем Новгороде является наличие в основании слабых водонасыщенных глинистых грунтов мягкопластичной консистенции с показателем текучести I_L=0,5÷0,7 и модулем деформации Е=5,0÷6,0 МПа. Гидрогеологические условия площадки характеризуются наличием грунтовых вод на глубине 4,0÷6,0 м от дневной поверхности грунта [9].

Устройство рассматриваемых фундаментов с уширением только из щебня в данных грунтовых условиях не позволяет получить требуемой несущей способности в виду наличия в основании слабых грунтов. Авторами предложен вариант ФВК с уширением из щебня на комбинированном грунтовом основании. Последнее включает песчаную подушку, сформированную путем втрамбовывания песка средней крупности (рис.3). В процессе втрамбовывания песка образуется уплотненная область основания с улучшенными строительными свойствами. Одновременно сформированная втрамбованием песка подушка существенно повышает расчетное сопротивление под подошвой уширения из щебня.

    Предложенный вариант относиться к категории фундаментов, при устройстве которых имеет место уплотнение околосвайного и подстилающих песчаную «подушку» грунтов. Расчетным несущим слоем у фундаментов служит суглинок мягкопластичный, водонасыщенный и несущая способность ФВК определяется по слою, подстилающему уплотненную зону из песка.

Рис. 3. Расчетная схема фундамента в вытрамбованном котловане с уширением: 1 — уширение из щебня; 2 — песчаная подушка; 3 — зона уплотненного грунта

Наличие под уширением песчаной подушки ведет к перераспределению вертикальных напряжений в последней и тем самым обуславливает снижение давлений на подстилающий слабый слой мягкопластичного водонасыщенного глинистого грунта. Однако, характерной особенностью последнего является малоэффективное уплотнение при вытрамбовывании.

Исходя из вышеизложенного, авторы считают, что наиболее достоверным является расчет осадки вести без учета уплотнения слоя слабого водонасыщенного глинистого грунта, принимая значение модуля деформации соответствующем грунту естественного сложения. При этом для инженерных расчетов осадки рекомендуется определять, рассматривая грунтовое основание в виде линейно-деформируемого полупространства, по методу послойного суммирования.

Использование указанной расчетной модели грунтового основания оговаривается условием, что давление на грунт не должно превышать расчетного сопротивления основания. Другими словами должна выполняться проверка подстилающего слабого слоя по формуле:

,     (1)

где σ_zр и σ_zg — вертикальные напряжения в грунте на глубине z от подошвы фундамента по формуле 5.9 [10].

В случае, когда давление на подстилающий слой превышает расчетное сопротивление последнего, расчет осадки допускается вести с учетом нелинейности при обязательном учете условия, что давление на слабый слой Р_I не превышает расчетного допускаемого давления Р_р.д.. Последнее определяется из выражения:

Р_I ≤ Р_р.д.= γ_с·Р_u / γ_n , (2)

где Р_u – предельное сопротивление основания, определяемое в результате расчета грунтового основнаия по несущей способности по формуле 5.32 [1];

γ_с и γ_n – коэффициенты, соответственно условия работы и надежности (раздел 5.7 [10]).

При проектировании данного объекта нагрузки на ФВК составляют порядка N_II = 1200 кН. Расчетная осадка фундамента в традиционной линейной постановке составляет 6,5 см. При расчете деформаций грунтового основания по смешанной схеме, когда учитываются нелинейный характер зависимости S = f(P) за пределами расчетного сопротивления, величина осадки составляет 9,4 см. Указанное на 45 % больше по сравнению с линейной постановкой задачи.

Вышеизложенное позволяет сделать вывод, что при применении фундаментов в вытрамбованных котлованах на слабых водонасыщенных грунтах эффект уплотнения практически отсутствует и осадку следует определять с учетом возможной нелинейности. Указанное позволяет существенно повысить надежность инженерных расчетов.

В целом формирование многоуровневых уширений позволяет существенно уменьшить расчетные осадки и увеличивать допускаемые нагрузки на фундамент, что может существенно расширить применение рассматриваемых фундаментов в широком диапазоне грунтовых условий и вносить существенные коррективы в стоимость строительства.

На современном этапе развития фундаментов одной из главных задач является повышение эффективности проектировочных решений, разработка экономически обоснованных и конкурентоспособных решений

В настоящее время большой размах приобретает строительство на слабых водонасыщенных грунтах, когда строители используют под объекты площадки, которые ранее признавались геологами невыгодными для возведения сооружений.

В сложных инженерно-геологических условиях свайный вариант зачастую оказывается единственно возможным видом фундаментов. Свайные фундаменты применятся в тех случаях, когда грунты основания представлены насыпью большой мощности, илистыми отложениями, связными грунтами в текучем и текуче-пластичном состоянии и т.п. [13, 15].

Так как затраты на устройство подземной части здания составляют до 25% от общей стоимости, снизить эти показатели позволяет применение более экономичных и индустриальных свайных фундаментов.

Важнейшим резервом повышения эффективности свайных фундаментов является совершенствование определения их осадок на стадии проектирования.

Сложность работы сваи в грунте делает невозможным создание математически строгой теории надежности расчета. Поэтому используются различные инженерные методики расчета. Используемая в настоящее время нормативная литература в области проектирования свайных фундаментов содержит недостаточно информации и позволяет получать неоднозначные результаты.

Целью данной работы является сравнение результатов расчета осадок свайных фундаментов здания каркасного типа в заданных геологических условиях. Параметры здания и геологический разрез приняты одинаковыми для того, чтобы выявить влияние различных теоретических подходов к расчету осадок в СНиП 2.02.03.-85 «Свайные фундаменты» и СП 24.13330.2011 «Свайные фундаменты» (актуализированная редакция).

2. Расчет несущей способности свай
Характеристики грунтов и мощности слоев, слагающих грунтовое основание заданного сооружения, представлены в таблице 1.

Расчеты проводятся по двум группам предельных состояний [2]:Будем рассматривать висячие железобетонные сваи, призматической формы, квадратного поперечного сечения с заостренным концом. При этом размеры поперечного сечения принимаем 40 х 40 см, длину сваи 13 м.

1) по несущей способности – по прочности материала свай и материала ростверка (ведется на основное сочетание расчетных нагрузок);
2) по деформациям – по осадкам оснований свай и свайных фундаментов от вертикальных нагрузок (на основное сочетание нормативных нагрузок).

Сваю в составе фундамента и вне его по несущей способности грунтов основания следует рассчитывать исходя из условия [6]:

                                                                                                                                                                                                                                            , (1)

где N — расчетная нагрузка, передаваемая на сваю (продольное усилие, возникающее в ней от расчетных нагрузок, действующих на фундамент при наиболее невыгодном их сочетании);

F_d — расчетная несущая способность грунта основания одиночной сваи, называемая в дальнейшем несущей способностью сваи;
— коэффициент условий работы, учитывающий повышение однородности грунтовых условий при применении свайных фундаментов, принимаемый равным 1,15 при кустовом расположении свай;
— коэффициент надежности по назначению (ответственности) сооружения, принимаемый равным 1,15;
— коэффициент надежности примем равным 1,4, т. к. несущая способность сваи определена расчетом.
Несущую способность F_d, висячей забивной сваи, погружаемой без выемки грунта, работающей на сжимающую нагрузку, следует определять как сумму сил расчетных сопротивлений грунтов основания под нижним концом сваи и на ее боковой поверхности по формуле [6]:

                                                                                                                                                                                                                (2)

где _c — коэффициент условий работы сваи в грунте, принимаемый _c = 1;
R - расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи, принимаемое по таблице (табл. 7.2 [4]): R =5360 кПа;
A — площадь опирания на грунт сваи, м², принимаемая равной площади поперечного сечения сваи: A=0,16 м²;
u — наружный периметр поперечного сечения сваи, м: u=1,6 м;
f_i — удельное сопротивление i-го слоя грунта основания на боковой поверхности сваи, принимаемое по таблице (табл. 7.3, [4]) в зависимости от глубины H_i и вида грунта на этой глубине;
H_i — глубина погружения средней точки i-го однородного участка грунта;
h_i — толщина i-го слоя грунта, соприкасающегося с боковой поверхностью сваи, м; 
_cR ,_cf — коэффициенты условий работы грунта соответственно под нижним концом и на боковой поверхности сваи, учитывающие влияние способа погружения сваи на расчетные сопротивления грунта (табл. 7.4, [4]): .
Определим f_i и  и результаты сведём в таблицу 2:
Таблица 2

	hi, м	Hi, м	fi, кПа
1	1,0	0,5	4
2	2,0	3,0	14
3	2,0	4,0	16
4	2,0	6,0	31
5	2,0	8,0	33
6	2,0	10,0	34
7	1,0	11,5	67,1
8	1,0	12,5	68,5

По формуле (2.2): 
У нас отсутствуют изгибающие моменты, т.е. свайный фундамент работает в условиях центрального нагружения. Тогда нагрузка, передаваемая на одну сваю, будет определяться по формуле:

 (3)

где - суммарная нагрузка на свайный куст;
- расчетная нагрузка, передаваемая на сваю.
Подставляя N в формулу 1, получаем:

Принимаем количество свай – 6.

Расстановка свай проводится с учетом их взаимного влияния по условию [4]:
расстояние между осями двух соседних свай:          

где d – линейный размер поперечного сечения сваи;
расстояние от оси крайней сваи до обреза ростверка:

 
Тогда окончательные размеры ростверка:

3. Расчет осадки свайного фундамента.

Расчет свай и свайных фундаментов по деформациям следует производить исходя из условия, что осадки здания не должны превышать предельных допустимых значений [4, 7, 8, 9, 11]:

s ≤ s_u                                                                                                                                                                                                                                                                            , (4)

где s — совместная деформация сваи, свайного фундамента и сооружения (осадка, перемещение, относительная разность осадок свай, свайных фундаментов и т.п.), определяемая расчетом;
s_u — предельное значение совместной деформации основания сваи, свайного фундамента и сооружения, устанавливаемое по указаниям СНиП [3].Осадка свайного фундамента как условного фундаментаРасчет осадки фундамента как условного является единственным методом для определения осадки в СНиП 2.02.03-85. Метод послойного суммирования заключается в том, что осадку грунта под действием нагрузки от сооружения определяют как сумму осадок элементарных слоев грунта такой толщины, для которых можно без большой погрешности принимать при расчетах средние значения действующих напряжений и средние значения характеризующих грунты коэффициентов [7, 12].

Определение осадки происходит в следующей последовательности:
1. Построение эпюры распределения напряжений от собственного веса здания:

 (5)

где - напряжение в пределах условного фундамента;
 - напряжение за пределами высоты условного фундамента;

2. Построение эпюры дополнительных напряжений.

Используем выражения:

 (6)

где α – коэффициент, зависящий от формы подошвы фундамента и координаты [1].
р – величина среднего давления по подошве фундамента.

3. Графическое определение величины сжимаемой зоны H_сж = 4,84 м (рис.2)

4. Графическое определение значения величины среднего давления на участке -.

5. Определение величины осадки каждого слоя по формуле [3]:

 (6)

где – безразмерный коэффициент, равный 0,8;
 - величина среднего напряжения в i-том слое грунта;
 - толщина i-того слоя;
 - модуль деформации i-того слоя.

Глубина активной зоны сжатия соответствует такой глубине, ниже которой деформациями грунтовой толщи (при расчете осадок фундамента заданных размеров) можно пренебречь [10].

Рисунок 1. Определение глубины сжатой зоны

7. Проверка полученного значения осадки по условию (4):

S=3,7 см S_u = 8 см, – условие выполняется.

Основным недостатком данного метода является то, что в нем не учитывается взаимное влияние свай в кусте.

Расчет осадки свайного куста по СП 24.13330.2011
В 2011 году вышла актуализированная и гармонизированная редакция СНиП 2.02.03.-85. В качестве аналога данному нормативному документу был принят Европейский стандарт EN 1997-1:2004 (Е) «Еврокод 7»: Геотехническое проектирование – часть 1: Общие правила».
Одним из дополнений стал новый метод расчета осадок свайных фундаментов. Осадка одиночной сваи определяется с учетом модуля сдвига, как и в приложении к СП 50-102-2003, а для определения осадки группы свай представлены новые методики. Так же введены пределы применимости – осадки малой группы (n≤25) и большого свайного поля определяются по разному.

При расчете осадок малой группы свай необходимо учитывать их взаимное влияние. Расчет осадки i-й сваи в группе из n свай при известном распределении нагрузок между сваями производится по формуле [6]:

                                                                                                                                                                                                                (7)

где S (N) — осадка одиночной сваи; 
δij — коэффициенты, рассчитываемые в зависимости от расстояния между i-й и j-й сваями; 
Nj — нагрузка на j-ю сваю.
Осадка одиночной сваи без уширения пяты определяется по формуле:

(8)

где N - вертикальная нагрузка, передаваемая на сваю, N = 0,967 МН;
 - коэффициент, определяемый по формуле:

 (9)

здесь = 0,17ln(k_νG₁l/G₂d) - коэффициент, соответствующий абсолютно жесткой свае;
 = 0,17ln(k_ν1l/d) - тот же коэффициент для случая однородного основания с характеристиками G₁ и ;
 = EA/G₁l² - относительная жесткость сваи;
EA - жесткость ствола сваи на сжатие, МН; 
 - параметр, характеризующий увеличение осадки за счет сжатия ствола и определяемый по формуле:

(10)

где k_ν, k_ν1 - коэффициенты, определяемые по формуле:

k_ν = 2,82 – 3,78ν + 2,18ν² (11)

соответственно при ν= (ν₁ + ν₂)/2 и при ν = ν₁.

Характеристики G₁ и ν₁ принимаются осредненными для всех слоев грунта в пределах глубины погружения сваи, a G₂ и ν₂ - в пределах 0,5l, т.е. на глубинах от l до 1,5l от верха свай.
Осадка одиночной сваи:

м.

Чтобы найти осадку всего свайного куста, необходимо найти коэффициенты δij, учитывающие взаимное влияние свай:

если 
если 

Для свай номер 2, 3 и 5 значение будет одинаково, так как они находятся на одинаковом расстоянии от сваи 1 (рис. 1):

Для свай номер 4 и 6 коэффициент равен:

Рисунок 2. Схема расстановки свай и нумерация

Тогда общая осадка свайного куста равна:
м.

4. Выводы

Проведенные расчетные исследования позволяют сделать следующие выводы:

Осадка свайного фундамента, рассчитанного по СП, имеет меньшее значение, чем осадка, рассчитанная по СНиП. Это дает возможность запроектировать здание каркасного типа более надежной конструкции.

Расчет по СП дает также возможность получить экономию, применяя рациональные конструктивные решения.

Вместе с тем следует отметить, что данные сравнительные расчеты справедливы для определенных геологических условий.

5. Заключение

Следует заметить, что полученные результаты относятся к группам оснований, а которых несущая способность обеспечивается как боковой поверхностью так и острием. Характерный график работы сваи в таком основании представлен на рис. 3 (кривая I). 

Рисунок 3. Характерные графики работы свай

В слабых грунтовых основаниях несущая способность сваи определяется работой ее боковой поверхности (кривая II). Точка перелома на графике четко определяет предельную нагрузку на сваю.

В большинстве случаев работа свай характеризуется графиками, располагающимися между кривыми первого и второго типов.

По кривым типа I практически невозможно найти предельные величины сопротивления свай. А вопрос об определении их несущей способности носит чисто теоретический характер, так как эксплуатационная пригодность ограничена деформациями, которые наступают задолго до приложения предельных нагрузок.

С другой стороны известно, что осадки свай под длительной нагрузкой могут в несколько раз превышать осадки от действия той же нагрузки при кратковременных статических испытаниях. Поэтому при расчете конечных осадок в расчетах необходимо использовать модули деформации и прочностные характеристик грунтов, найденные из опытов с длительным действием нагрузок.

.

Решением уравнения будет

.

При  получаем  и , откуда .

Рис. 1. Схема двухсторонней прошивки

Максимальные касательные напряжения под пуансоном , тогда уравнение равновесия

.

Соответственно при условии пластичности

, получим .

Приравняем напряжения по общей границе

,

откуда нормальное напряжение и усилие прошивки

 и .

После деления на площадь под прошивнем  получим среднее напряжение прошивки [11]

.         (1)

Проиллюстрируем данный процесс примером горячей прошивки изделия диаметром  мм и  мм на высоту  мм при диаметре прошиваемой полости  мм.
Материалом принимается композит «железо-медь» с концентрациями  и  при плотности скомпактированной и спеченной заготовки.
Решение производим с применением уравнения равновесия для пористых тел.
По содержанию компонентов устанавливаем константу пористости, определяемую из условия пластичности Губера-Мизеса

,

где  – константа пористости композита, устанавливаемая связью высотных и продольных напряжений и зависящая от материала заготовки, температурных условий и плотности.
Для многокомпонентных систем, константа пористости будет оцениваться концентрацией соответствующих компонентов. Для исследуемых металлических порошков константы пористости [12-15]
железо ();
медь ().
Таким образом, константа пористости многокомпонентной системы

.

Относительное напряжение прошивки одной полости (1)

.

Приравнивая объем и плотность заготовки и изделия , определяем деформацию заготовки при заданной плотности изделия 

,

где , – объем скомпактированной заготовки и объем изделия

 мм³;

Исходя из найденной деформации, начальная высота заготовки

 мм.

Радиальная деформация (4) и диаметр заготовки при свободной осадке [16]

;
 мм.

Напряжение прессования отростка вследствие прошивки устанавливается с использованием метода баланса работ деформации, трения и прошивки. Так, для какой либо одной полости – верхней или нижней [17-20]

 мм³.

С полученными результатами, напряжение осаживания

.

Соответственно суммарное напряжение двухсторонней прошивки

.

Проверка кинематических и силовых расчетов процесса по сплошности осуществляется по методике Колмогорова В.Л. [21, 22]. Совокупность деформации формоизменения заготовки и радиальной деформации, определяют величину деформации сдвига

.

Степень деформации сдвига при разрушении, для отдельных составляющих композита, устанавливается по диаграмме пластичности (рис. 2).

Рис. 2. Диаграмма пластичности при холодной обработке

Оценочным критерием выбора  является показатель жесткости напряженного состояния

.

По диаграмме пластичности  и , тогда общая степень деформации сдвига для композита

,

где n – показатель пористости металлического порошка

 и ,

ρ , K – плотность и концентрация составляющих композита. Согласно уравнению связи плотностей композита «железо-медь» [23]

;
;
.

Полученная плотность металлических порошков с учетом их концентрации устанавливает совокупную плотность композита

.

Степень использования запаса пластичности определяется предельной величиной деформации сдвига, обуславливающей разрушение материала

,

что допускает деформирование заготовки по выбранному режиму без разрушения [24-30].

Грунтовые условия приведены в таблице 2.

Расчет аналитическим методом делится на 3 этапа.
Порядок расчета:
1. Расчет конечной величины осадки производится по формуле

где S – осадка, м;e_pzi – модуль осадки по компрессионной кривой, соответствующей расчетной нагрузке, мм/м;H – мощность подстилающего слоя, м.
В результате расчета .
2. Проверка устойчивости основания определяется исходя из сравнения коэффициента безопасности с 1.

где p_без – безопасная нагрузка;p_расч – расчетная нагрузка.
В результате расчета 
Таким образом, устойчивость насыпи при быстрой отсыпке обеспечена.
3. Расчет осадки во времени производится по формуле

где K_U – коэффициент, величина которого зависит от степени консолидации;
H²_ф – расчетный путь фильтрации воды, отжимаемой из слоя, принимаемый равным мощности слоя при одностороннем дренировании и половине мощности при двухстороннем дренировании;
c_k – коэффициент консолидации.
В результате расчета .
По результатам расчета автодорожной насыпи на слабом основании, выполненного на основании «Пособия по проектированию земляного полотна автомобильных дорог на слабых грунтах», можно сделать вывод о том, что величина осадки является допустимой и устойчивость насыпи обеспечена даже в случае быстрой отсыпки грунта, что является важным фактором, влияющим на сроки производства работ [8-11].
Для дальнейшего анализа величины осадки насыпи был произведен расчет методом конечных элементов в программном комплексе PLAXIS 2D. Данный программный комплекс является одним из основных в области геотехники. Применяется для геотехнических расчетов и показывает высокий уровень достоверности производимых вычислений.
Численное моделирование было выполнено с использованием программного комплекса PLAXIS 2D v.9.0. Расчеты деформаций и устойчивости дорожной одежды и грунтового основания временной дороги, с использованием геосинтетических сеток, выполнены в плоской постановке задачи с использованием модели Мора-Кулона.
По результатам вычислений программного комплекса PLAXIS 2D можно сделать выводы о том, что дорожная насыпь является устойчивой и время осадки составляет 740 сут.
Результаты расчета данным методом представлены на рис.1 и рис.2.

Рис. 1. Расчетная схема

Выводы:
1. Программный комплекс PLAXIS 2D позволяет рассчитывать конструкция автодорожных насыпей на слабом основании.
2. Разница осадки насыпи определенная аналитическим методом и МКЭ, составила 107%, а времени консолидации – 10,5%.

В местах сопряжения мостовых сооружений с насыпями подходов часто наблюдается образование трещин в покрытии и просадок грунта. Деформации земляного полотна насыпей подходов к мостам происходят по разным причинам: нарушение технологии строительства, недоуплотнение грунта насыпи подхода до предусмотренного проектом значения, рост интенсивности движения автотранспорта и значения расчетных нагрузок [3].

Насыпи подходов мостовых сооружений на слабом основании особенно подверженным этим отрицательным явлениям.

Известно множество технических решений, направленных на снижение указанных отрицательных эффектов. Одни из таких решений нашли применение на практике, другие остались невостребованными проектировщиками и строителями из-за отсутствия экспериментальной проверки их эффективности. Современное направление в совершенствовании конструкции сопряжения моста с насыпью состоит в применении так называемых интегральных устоев мостовых конструкций малой и средней длины [3].

Анализ реализованных на практике решений по улучшению эксплуатационных качеств узла сопряжения мостов и путепроводов с насыпью показывает, что все они могут быть подразделены на три основных типа, а именно: [3]

1. включение в конструкцию устоев дополнительных элементов;
   
2. применение плит, сопрягающих устой и насыпь;
   
3. улучшение свойств грунтов насыпи.

        а)                                                                                                                      б)

Рисунок 2. Способы улучшения условий сопряжения путепроводов с насыпью подхода:

а – с использованием разгружающей площадки; б – с применением переходной плиты; 1 – покрытие проезжей части; 2 – пролетное строение; 3 – разгружающая площадка; 4 – опорная часть; 5 – переходная плита; 6 – деформационный шов

Достаточно простой и эффективный способ создания ровности в местах сопряжения моста с насыпью состоит в применении железобетонных переходных плит. Такое решение используется в отечественной практике с 70-х годов прошлого века после внедрения рекомендаций, разработанных в Союздорнии [2].

Переходная плита одним концом опирается на шкафную стенку, а вторым концом может опираться: либо на лежень с подушкой из гравия, щебня (Рисунок 3), либо только на подушку из гравия, щебня (Рисунок 4.).

Рисунок 3. Переходная плита опирается одним концом на шкафную стенку, другим концом на лежень с подушкой из гравия, щебня

Рисунок 4. Переходная плита опирается одним концом на шкафную стенку, другим концом на лежень с подушкой из гравия, щебня

В программном комплексе «Plaxis» были проведены расчеты насыпи подхода мостового сооружения, устроенной по типу схемы на Рисунок 4. Нагрузка принята равной 140 кН. В результате расчета на статическую вертикальную нагрузку были получены результаты, приведенные в Таблице 1.

Таблица 1 – Значение вертикального перемещения в сечениях 1-10 насыпи подхода мостового перехода с применением переходных плит

Характеристики грунта насыпи (ПГС) приняты следующие:

Eгр=240 (МПа), c=2 (кПа), φ=40º, удельный вес сухого грунта 16 кН/м3, удельный вес грунта естественной влажности 17 кН/м3.

Характеристики грунта насыпи (суглинок мягкопластичный) приняты следующие:

Eгр=30,3 (МПа), c=10 (кПа), φ=13º, удельный вес сухого грунта 17,5 кН/м3, удельный вес грунта естественной влажности 20 кН/м3.

Характеристики грунта основания (суглинок мягкопластичный) приняты следующие: Eгр=22,0 (МПа), c=24 (кПа), φ=16º, удельный вес сухого грунта 17,5 кН/м3, удельный вес грунта естественной влажности 20,7 кН/м3.

Максимальный изгибающий момент в переходной плите составляет 28,99 кНм, поперечная сила – 28,71 кН. Предельно допустимый изгибающий момент для плиты ПП600.124.30–4АIII составляет 53,8 кН. Это означает, что никаких деформаций и разрушений данного элемента сопряжения насыпи подхода с мостом от воздействия вертикальной нагрузки не происходит.

Далее были проведены расчеты насыпи подхода мостового сооружения, устроенной по типу схему на Рисунок 5.

Рисунок 5. Насыпь подхода мостового сооружения с применением металлических свай.

Сваи выполнены в виде труб d=76 мм с толщиной стенки 6 мм (согласно ГОСТ 8732–78), масса 1 п.м. трубы равна 10,36 кг, шаг свай 350 мм в продольном и поперечном направлении, длина первых 5-ти рядов свай – 5,63 м, следующих 3-х рядов – 4,63 м, следующих 3-х рядов – 3,63 м, следующих 3-х рядов – 2,63 м, следующих 3-х рядов – 1,63 м. Всего 17 рядов свай в продольном направлении. Результаты расчетов приведены в Таблице 2.

Таблица 2 – Значение вертикального перемещения в сечениях 1-10 насыпи подхода мостового перехода с применением армирования грунта

Несущая способность сваи длиной 5,63 м равняется 145,507 кН. Нагрузка от колеса подвижного состава на сваю составляет 8,3 кН, что свидетельствует о большом запасе несущей способности сваи и позволяет уменьшить длину свай.

Данная конструкция насыпи подхода не предусматривает использование специальной и дорогостоящей техники для устройства свайного основания. Погружение сваи производится вибропогружателем или задавливанием ковшом экскаватора. Для этого экскаватор должен создавать усилие на 20% больше, чем несущая способность сваи. Для сваи длиной 5,63м и несущей способностью 145,507 кН для задавливания необходимо приложить нагрузку равную 174,6 кН.

Также отказ от использования переходных плит в данном случае исключает необходимость их транспортировки из города Перми на большое расстояние.

Дорога Красновишерск – Вая – Велс проходит по северу Пермского края- территории богатой нефтяными месторождениями. Относительно недалеко расположены Гежское и Жилинское месторождения. Проложены трассы нефтегазопроводов. В результате эксплуатации нефтяных месторождений неизбежно возникают производственные отходы, в том числе и бывшие в употреблении трубы. Утилизация нефтяных труб, бывших в употреблении, происходит на специальных полигонах либо производствах, куда эти трубы необходимо доставить из удаленных районов севера Пермского края, как правило с плохо развитой инфраструктурой. Поэтому часто можно наблюдать картину, как трубы и другие металлоконструкции остаются лежать и коррозировать на месторождениях.