Геотехника устройства висячей буронабивной трубчато-заполненной сваи-опоры глубокого заложения

Проектирование и устройство одиночных висячих буронабивных трубчато-заполненных свай-опор глубокого заложения с несущей способностью более 10 МН неизбежно ставят научнотехническую задачу, для решения которой необходимо произвести требуемое экспериментальнотеоретическое исследование. Проблема аналитической оценки предельной несущей способности и деформируемости оснований таких свай-опор как фундаментов, достоверной экспериментальным данным [1], востребовала проведения предлагаемого в настоящей работе исследования. Богатый мировой опыт исследовательских, проектных и производственных работ по геотехнике фундаментостроения, достигнутый в настоящей время, и проведенные авторами в последние годы теоретические исследования выявили возможность дальнейшего ее развития в различных грунтовых условиях. Одним из направлений геотехники фундаментостроения рассматривается геотехника буронабивного опоростроения, которая включает совокупность средств, созданных для осуществления теоретического обоснования и научнотехнического сопровождения процессов проектирования, строительства и эксплуатации оснований буронабивных свай-опор глубокого заложения. Основную часть совокупности средств составляют нелинейные геотехнологии, которые представляют собой теорию, методы и практику познания техники, присущей созданной совокупности. Теория, методы и практика познания техники взаимодей- ствия являются ее методологией. Усовершенствованные методологии техники базируются на положениях новой теории нелинейного упругопла-стическивязкого деформирования предельнонапряженных грунтов [2], и завершенной модели аналитической нелинейной механики вытеснения грунтов [3] и доведены до стадии, удобной для практического инженерного применения в аналитическом исполнении. На основе достигнутых теоретических положений разработаны на уровне изобретений способы технологий работ по устройству новых типов буронабивных свай с применением специального высокоэффективного взрывофугасного оборудования для частичного набивного грунтовытеснения оснований их буровых скважин и выполнения таким образом их рациональных трубчато-заполненных конструкций [4]. Разработаны следующие методологии научнотехнического сопровождения нелинейных геотехнологий проектирования и строительства одиночных висячих буронабивных трубчато-заполненных свай-опор глубокого заложения: экспериментально-расчетного исследования несущей способности и осадки буронабивных свай; теоретического определения расчетного сопротивления грунтов основания по боковой поверхности ствола буронабивной опоры и ее предельной несущей способности; теоретическое обоснование предварительно предельно-напряженного состояния основания буровой скважины в процессе дополнительного набивного ее грунтовытеснения в буронабивную скважину.

Обзорное экспериментально-расчетное исследование условий формирования предельной несущей способности и деформации основания буронабивных свай

Перед началом проектирования и устройства свайных фундаментов под опоры водоводов Загорской гидроаккумулирующей электростанции были проведены опытные работы по отработке технологии изготовления и определению их несущей способности [1]. Проведены исследования оснований буронабивных свай № 4 и № 7. Размеры сваи № 4 – диаметр 1 м, длина 17 м без уширения; сваи № 7 – диаметр ствола 1 м, диаметр уширения 1,54 м, длина 18,3 м. По результатам экспериментального исследования значения предельных несущих способностей основания буронабивной сваи № 4 составили 7610 кН, а сваи № 7 – 7915,5 кН. Состав грунтового основания: с поверхности до глубины 5 м залегают покровные и до глубины 35 м подстилающие моренные суглинки с включениями гравия, гальки, валунов, см. табл. 1.

Давление бетона σ _r на стенки скважины № 7 измерялось после бетонирования и при нагружении с помощью тензорезисторных мессдоз. Бетонирование проводилось через бункер с направляющим патрубком. Бетонная смесь с осадкой конуса 20–22 см подавалась в скважину прямым сбросом. Показания по мессдозам снимались после сброса в скважину бетона с удельным весом Yб = 23,3 кН/м³ из бадьи объемом 3 м³. Характер распределения горизонтальных давлений бетона σ _r , измеренных мессдозами по глубине сваи № 7 после бетонирования и при нагружении, показаны на рис. 1.

Буронабивные сваи через 2–6 месяцев после

Физико-механические характеристики грунтов

Таблица 1

Суглинки	Плотность естественная, ρ, г/см3	Плот ность скелета, ρ d , г/см3	Влажность естественная, W , %	Показатель текучести, I L	Модуль деформации, Е , МПа	Удельное сцепление, С , кПа	Угол внутреннего трения, Ф , град.	Коэффициент пористости, е
Покровные	2,20	1,95	13,0	0,14	78	20	20	0,384
Моренные	2,25	2,01	11,7	0,05	78	25	24	0,343

Рис. 1. Схема и эпюры радиального давления a r по длине сваи №7 после бетонирования и при нагружении (а):

1 – гидростатическое давление бетонной смеси; 2 – после заполнения скважины; 3 – при нагрузке 7600 кН;

4 – расчетная эпюра давления связности грунта; 5 – расчетный нелинейный график бокового давления связности грунта до глубины 2,5 м; схема сваи №4 (б); П – покровный суглинок; М – моренный суглинок

а)

б)

изготовления испытывались осевой вертикальной статической нагрузкой. График зависимости осадки от нагрузки сваи № 4 показан на рис. 2.

Рис. 2. Графики зависимости осадок от нагрузок буронабивной сваи № 4: 1 – экспериментальный; 2 – нелинейный по экспериментальным данным; 3 – расчетный по боковой поверхности ствола сваи по данным опыта; 4 – расчетный плоского нижнего конца сваи

Предельная несущая способность нижнего конца сваи № 4 определена по данным расчетного исследования несущей способности сваи № 7 [5] F_{dH к} = 520 кН. , н . к .

Предельная несущая способность боковой поверхности ствола сваи № 4

^ F d ,б.п = F d - F d ,н.к = 7090кН.             (1)

Предельная несущая способность сваи № 4 принята по нелинейному экспериментальному графику 2, см. рис. 2, F _d = 7610 кН.

Установление глубины начала расширения скважины производится расчетом по предельной несущей способности боковой поверхности цилиндрической части ствола сваи № 7 с использованием экспериментальных значений давлений в точках графика эпюры 3 на глубинах 1 м – сr 1 = 40 кПа; 3 м - сr 2 = 172 кПа; 12 м и ниже - ar,4 = 210 кПа.

h мс ^Fd ,б.п

^{- ( т} n . c .,1 A 1 + ^Т n . c .,2 A 2 + ^Т n . c .,3 A 3 ) / ^{2 n R Т} мс = ^8,2 м

Глубина цилиндрической части ствола сваи h ц = h n . С . + h мс = 13,2 м.

Потерянное значение несущей способности по боковой поверхности ствола сваи № 4 в результате технологического дефекта

F d ,т.д = 2 n R ( h - А ц ) Т мс = 2339 кН. (4)

Физически возможная предельная несущая способность боковой поверхности по опытным данным без учета технологического дефекта

F d,б. =^ F d ,б.п + F d ,т.д = 9429 кН. (5)

Общая физически возможная предельная несущая способность сваи № 4 без учета технологического дефекта

F d = F d ,б.п + F d ,н.к = 9949 кН. (6)

Таким образом, при устройстве буронабивных свай следует применять надежные проверенные технологии, гарантирующие качество производства работ, при набивке оснований буровых скважин и производить геотехнологический анализ несущей способности и деформации их оснований.

Геотехнология способа дополнительного набивного грунтовытеснения основания буровой скважины в буронабивную

Для устройства буронабивных свай-опор глубокого заложения применяются различные буровые технологии получения скважин. Устройство трубчато-заполненной конструкции ствола буронабивной сваи-опоры глубокого заложения производится с помощью взрывофугасного способа возведения набивной трубчатой сваи, на который получено авторское свидетельство [4]. Способ осуществляется с использованием взрывофугасного формователя буронабивной сваи, содержащего два полых трубчатых телескопически связанных и соосно подвижных между собой элемента: корпуса и рабочего органа. При этом рабочий орган снабжен камерой взрывания и раструбным коническим формующим нижним концом и содержит затвор-зарядоноситель для герметизации камеры взрывания. Диаметр рабочего органа предусматривается меньше диаметра буронабивной скважины на толщину стенки трубчатой оболочки сваи. Способ возведения буронабивной трубчато-заполненной опоры включает образование буровой скважины. Установку в нее формователя соосно со скважиной. В пространство зазора между стенками скважины и формователя укладывается порция сухой бетонной смеси с одновременной укладкой порции дренирующей смеси заполнителя в полость рабочего органа формователя. Укладку бетонной смеси и дренирующего материала производят по высоте скважины порциями. После укладки каждой порции внутри рабочего органа в камере взрывания размещают заряд взрывчатого вещества и герметизируют ее с помощью затвора-зарядоносителя. Уплотнение сухой бетонной и дренирующей смеси, набивание основания буровой скважины путем дополнительного ее грунтовытеснения, создание зоны предварительно предельно-напряженного состояния основания вокруг буровой скважины в процессе дополнительного ее грунтовытеснения, подъем рабочего органа осуществляется путем энергии продуктов взрыва заряда взрывчатого вещества в камере взрывания. После завершения возведения ствола буронабивной опоры до устья скважины производится увлажнение сухой бетонной смеси путем подачи воды и полного водона-сыщения объема дренирующей смеси заполнителя. Экспериментальные исследования способа уст-

Борозенец Л.М., Ушакова Е.А.

ройства буронабивных свай проводились в лабораторных условиях с использованием бездымного пороха, фрагмент сваи в разрезе показан на рис. 3, и в полевых натурных условиях с помощью взрывофугасного формователя, представленного на рис. 5, на рис. 4 показан оголовок буронабивной трубчато-заполненной сваи.

Важной задачей является определение значения сбега наружной поверхности раструбного конического рабочего органа формователя. Сбег должен учитывать значение сжимаемости сухой бетонной смеси в стенке трубчатой оболочки, которая будет зависеть от ее толщины; значение сжимаемости разрыхленного грунта в стенке буровой скважины, которое зависит от вида грунта и применяемого бурового оборудования; значение деформации грунта основания буровой скважины при его набивании путем дополнительного грунтовытеснения в процессе создания предварительно предельно напряженной зоны основания вокруг трубчато- заполненного ствола буронабивной опоры.

Величина сбега будет зависеть от значения предельного-напряженного состояния основания по боковой поверхности буронабивной сваи-опоры. Значения сжимаемости сухой бетонной смеси при уплотнении и разрыхленного грунта в стенке буровой скважины должны определяться опытным путем. Сжимаемость основания буровой скважины при дополнительном ее грунтовытесне-нии в процессе набивания с образованием предварительно предельно-напряженной зоны вокруг скважины определяется по методологии техники нелинейной геотехнологии. Исследование проводится новыми методами аналитической нелинейной механики вытеснения грунтов. Напряженно-деформированное состояние основания вокруг ствола сваи определяется по следующей методике. Предельные нормальные давления связности и касательные сопротивления трения по боковой поверхности ствола сваи, определяются по уравнениям напряженного состояния грунтов

σ _{1 - 4} = τ _{1 - 4} =σ _d Σ tg θ _{1 - 4} k , (7)

Рис. 3. Фрагмент разреза конструкции трубчато-заполненной буронабивной сваи, полученный в лотке: 1 – грунт, 2 – трубчатая оболочка, 3 – дренирующий заполнитель

Рис. 4. Оголовок буронабивной трубчато-заполненной сваи:

1 – трубчатая оболочка; 2 – дренирующий заполнитель

Рис. 5. Взрывофугасный формователь ствола буронабивной трубчато-заполненной сваи

^5 = т5 = (с + ad2 tg 91-5)k.(8)

Углы внутренней связности и трения грунтов состояний предельных равновесий:

θ1 = φ,(9)

θ2 = 22,5° + φ /2,(10)

θ3 = 45°,(11)

θ4 = 67,5° – φ /2,(12)

θ5 = 90° – φ.(13)

Коэффициент увеличения напряжений от удельного давления объемной силы тяжести скелета сухого грунта ad и удельного сцепления c k = sinQ + cosq.(14)

Структурная прочность грунта a str = a d cos ф = 18,36кПа.(15)

Начальное краевое напряжение упругости грунта по расчетному определению a ₀ = 3,7 кПа.

Расчетные значения показателей напряженного состояния предельных равновесий сведены в табл. 2.

После решения уравнений состояния с определением предельных значений напряжения вокруг ствола сваи-опоры, рассчитываются геометрические параметры и их соотношения для выбора физических уравнений.

Схема развития зон предельно напряженно-деформированного состояния буронабивного основания вокруг ствола сваи-опоры представлена на рис. 6.

Радиусы границ зон предельных напряжений в горизонтальной плоскости от боковой поверхности ствола сваи-опоры, численные значения см. табл. 3.

R = R5C5I a,(16)

Мощность сжимаемых зон грунта между границами состояний предельных равновесий

Ah4 = R4 - R5;(17)

А Ио = R 0 - Rsfr.(21)

Сжимаемость каждой зоны грунта:

AS4 = [0,5(a5 +a4)Ah4]/ E5 ;(22)

AS0 = [0,5(a str +ao)A ho]/E50,(27)

где E ₅⁰ – нелинейный модуль общей деформации.

E50 = k50E = 64 МПа,(28)

где k ₅⁰ = 0,8206 – поступенчатый эталонный коэффициент пропорциональности нелинейного модуля общей деформации суглинка.

Таблица 2

Углы и коэффициенты внутренней связности и трения грунта

№ СПР*	Суглинки
	покровные					моренные
	θ i , град.	tg θ i	Σtg θ i	σ i = τ i , кПа	Σσ i = Στ i , кПа	θ i , град	tg θ i	Σtg θ i	σ i = τ i , кПа	Σσ i = Στ i , кПа
1	20	0,364	0,364	9,10	9,10	24	0,445	0,445	11,81	11,81
2	32,5	0,637	1,001	15,92	25,02	34,5	0,687	1,132	18,23	30,04
3	45	1	2,001	24,99	50,01	45	1	2,132	26,54	59,58
4	57,5	1,570	3,571	39,24	89,25	55,5	1,455	3,587	38,61	98,19
5	70	2,747	6,318	94,19	183,44	66	2,246	5,833	92,65	190,81

* – состояние предельного равновесия

A4 AA_t \h₃ \h₂ \h, \h_5lr ^.hg

Рис. 6. Схема развития зон напряженно-деформированного состояния буронабивного основания вокруг ствола сваи-опоры:

1 – свая-опора; 2 – границы зон состояний предельных равновесий

Борозенец Л.М., Ушакова Е.А.

Таблица 3

Значения попредельно-равновесных деформаций моренного суглинка

№ СПР*	θ i , град	tg θ i	Σtg θ i	σ i = τ i , кПа	Σσ i = Στ i , кПа	R i ,м	A h i , м	A S i , мм
σ 0	–	–	–	3,7	–	25,78	20,86	3,58
σ str	–	–	–	18,34	–	4,92	1,74	0,66
1	24	0,445	0,445	11,81	11,81	–	–	–
2	34,5	0,687	1,132	18,23	30,04	3,18	1,58	2,2
3	45	1	2,132	26,54	59,58	1,60	0,63	0,78
4	55,5	1,455	3,587	38,61	98,19	0,97	0,46	1,1
5	66	2,246	5,833	92,65	190,81	0,51	0,51	0
						Суммарная		8,3
* – состояние предельного равновесия

Радиальная суммарная деформация расширения буровой скважины в буронабивную S = SA S i = 8,3 мм . Следовательно, в процессе набивки основания буровой скважины взрывофугасным формователем, её диаметр должен быть увеличен на 16,6 мм и для буронабивной скважины сваи-опоры может составить, например, 1020 мм. Расчетная несущая способность боковой поверхности ствола буронабивной трубчато-заполненной сваи-опоры:

– слоя покровного суглинка

F d,n.c = Ач + A 2 T 2 + A 3 T 3 = 2102,6 кН, (29)

– слоя моренного суглинка

Fd^ = А б.п. Т 5 = 7332,8 кН,             (30)

– общая несущая способность

FdKэ= Fdnс+ FdMс= 9435,4 кН, (31) d,к.э      d,п.с      d,м.с что получается несколько больше, чем по эксперименту при Fd бп = 9429 кН.

Выводы

• 1.    Впервые обоснована геотехника буронабивного сваестроения глубокого заложения с использованием положений новой аналитической нелинейной механики вытеснения грунтов.

• 2.    Разработана нелинейная геотехнология способа взрывофугасного набивания основания буровой скважины в процессе устройства трубчато-заполненного ствола буронабивной сваи-опоры глубокого заложения.

• 3.    Показана нелинейная геотехнология теоретического определения напряженного состояния

грунтов основания по боковой поверхности несущего ствола сваи-опоры и его несущей способности по пяти состояниям предельных равновесий.