Расчет одиночных свай на вертикальную нагрузку
Для проектирования свайных фундаментов характерно использование эмпирических методов расчета, основанных на предшествующем опыте. Эти методы оправданы для традиционных условий, но для свайных фундаментов гидротехнических сооружений, особенно морских нефтегазопромысловых платформ, где длины свай, действующие на них нагрузки, способ их приложения (сочетание и кратность), допускаемые перемещения голов далеко выходят за рамки имеющегося опыта, отраженного в нормативных документах (например, в СНиП П-17-77), степень достоверности и надежность расчета резко падает.
Для преодоления этих трудностей требуется разработка методов расчета, базирующихся на достаточно общих представлениях о поведении грунтовой среды, и их апробация на имеющемся материале экспериментальных исследований и натурных наблюдений. Следует подчеркнуть, что даже современные модели нелинейного деформирования грунтов под нагрузкой не позволяют проанализировать все аспекты поведения свай. Это объясняется неопределенностью состояния грунта после устройства свайного фундамента, а также пространственностью работы свайного сооружения, учет которой затруднен ограниченными возможностями ЭВМ. Поэтому пока приходится ограничиваться методами, сочетающими достаточно простые и достаточно общие расчетные формулы с эмпирическими наблюдениями, позволяющими обосновать вид этих формул и определить численные значения входящих в них параметров.
Простейшей, но отнюдь не наименее важной из рассматриваемых задач, является расчет одиночных свай на продольную нагрузку. Особенности взаимодействия свай с окружающим грунтом, рассмотренные в § 4, позволяют предположить, что процесс нагружения свай осевой нагрузкой можно разделить на две стадии. Первая стадия характеризуется развитием проскальзывания грунта по боковой поверхности свай и отсутствием зон предельного состояния в окружающем грунте. Во второй стадии происходит развитие зон предельного состояния грунта под острием, что приводит к резкому увеличению осадки. Для забивных свай вторая стадия наступает при меньших осадках, чем для буровых (даже при одинаковых размерах), что связано с предварительным формированием уплотненного ядра под острием в процессе забивки.
Хотя детальная оценка механизма проскальзывания затруднена из-за малого объема экспериментальных данных, однако ясно, что процесс этот развивается сверху вниз (особенно для длинных свай) и сопровождается деформацией окружающего грунта. А. Кезди [16] по результатам моделирования контактного трения в специальном устройстве, в котором грунт, заключенный в верхнюю обойму от срезного прибора, сдвигался по бетону или другому материалу, пришел к выводу, что максимальное касательное напряжение достигается при определенном значении проскальзывания. Можно предположить, что сначала трение по боковой поверхности возрастает вместе с деформациями окружающего грунта без сдвигов, а затем происходит проскальзывание, во время которого трение увеличивается до максимального при определенной осадке свай, называемой сдвиговой осадкой и зависящей от вида грунта.
Представляется, что это предположение более верно, чем приводимое А. Кезди, но и оно может быть уточнено. Очевидно, что сдвиговая осадка должна зависеть не только от вида грунта, но и от размеров сваи, в частности от ее диаметра. Кроме того, представляется, что роль собственно проскальзывания в мобилизации предельного трения не может быть велика, поскольку оно не связано с местными деформациями среды. Более того, с ростом проскальзывания, особенно при сдвиге с постоянной скоростью в глинистых грунтах, сопротивление по контакту даже падает. Это связано как с переходом от трения покоя к трению скольжения, которое, как известно, меньше, так и с поворотом глинистых частиц грунта и образованием "зеркала" скольжения.
Еще один механизм падения сдвиговой прочности связан с переходом грунта при больших сдвигах в так называемое "критическое состояние" [50]. Несовпадение пикового и остаточного сопротивления сдвигу на контакте видно, например, из опыта с буронабивной тензосваей, где общее сопротивление разделялось на боковое и лобовое [64]. Из рис. 9 видно, что боковое и даже общее сопротивление хотя и медленно, но падает с ростом осадки. Заметим, что здесь скорость погружения сваи была постоянной. При статическом нагружении, когда скорость смещения сваи очень мала, переход от трения покоя к трению скольжения может не происходить и боковое сопротивление не будет падать. Однако в общем случае явление снижения контактного сопротивления от пикового до остаточного следует учитывать. Это особенно важно для длинных свай, у которых из-за их значительной сжимаемости участок, где мобилизуется пиковое трение, сравнительно невелик (выше него лежит зона проскальзывания, где пик уже пройден и сопротивление упало, а ниже — осадка сваи меньше сдвиговой и полное сопротивление еще не мобилизовано). Экспериментальные данные показывают, что чем длиннее сваи, тем меньшую долю от среднего бытового давления составляет ее предельное боковое сопротивление [54]. Правда, этот факт может объясняться известным снижением угла трения (внутреннего и контактного) с ростом давления, а также уменьшением бокового давления на сваю с глубиной из-за арочного эффекта. Следовательно, по крайней мере для длинных свай в запас прочности и для упрощения расчета пиковым сопротивлением сдвигу можно пренебречь и при определении несущей способности свай учитывать только остаточное сопротивление. Поэтому, а также учитывая локализацию пластических явлений на контакте грунта со сваей при перемещениях, не вызывающих больших сдвигов под острием (т. е. при всех рабочих нагрузках), задача расчета свай на действие осевой нагрузки может решаться методами теории линейно-деформируемой среды. Такое решение будет изложено в § 14.
Несмотря на вполне удовлетворительные результаты расчета свай на осевую нагрузку по модели линейно-деформируемого полупространства, особенно с учетом проскальзывания и неоднородности по глубине, у этого метода применительно к задаче расчета свайных оснований гидротехнических сооружений есть ряд недостатков:
а) для расчета на комбинированное воздействие (продольное и поперечное) требуется знание не только осадки головы сваи, но и распределения продольного усилия по длине сваи, что, особенно с учетом проскальзывания, требует решения довольно сложной задачи, поскольку достаточно общих формул, подобных формулам для подсчета осадок, в этом случае нет;
б) как будет показано далее, продольная сопротивляемость сваи связана с ее горизонтальными перемещениями, что трудно учесть в упругом расчете;
в) наконец, в этом расчете невозможно учесть нелинейность, связанную с ограниченностью сопротивления грунта под острием сваи.
Рис. 10. Зависимость удельного вертикального сопротивления q от осадки w при различных значениях т
Из этого следует, что для расчета свай на комбинированную нагрузку желательно применить метод более простой, но достаточно гибкий и точный. Эти достоинства присущи методу коэффициента отпора, или кривых q, w. Коэффициент вертикального отпора представляет собой отношение погонного вертикального сопротивления q грунта (отпора на единицу длины сваи) к осадке w соответствующего участка сваи. Этот коэффициент зависит не только от w, но и от глубины z, поэтому кривые q, w относятся к каждому участку сваи.
Для простейшей нелинейности, характеризуемой начальным коэффициентом отпора Kо и предельным сопротивлением qпр, зависимость q(w) представляется в виде
(2)
Влияние коэффициента т на форму кривой q, w ясно из рис. 10.
Для плотных (переуплотненных) грунтов, для которых характерно превышение пиковой прочности над остаточной, т должно быть больше, чем для рыхлых (нормально уплотненных или слабо переуплотненных) грунтов. Кроме того, опыты показывают, что для песков т часто меньше, чем для глин. Диапазон изменения т от 1 до 3. Отметим, что qпр при вдавливании и выдергивании сваи отличаются не только знаком, но и абсолютным значением. Это следует учитывать при расчете.
Кривая, описываемая уравнением (2), монотонна, в то время как для бокового сопротивления часто характерно наличие пиковой и остаточной прочности. Это также можно учесть при помощи соответствующего нелинейного коэффициента постели. Однако есть два аргумента, и в этом случае в пользу использования более простой монотонной зависимости (2), где qпр совпадает с остаточным сопротивлением сдвигу. Во-первых, это идет в запас прочности, а во-вторых, как уже говорилось выше, для длинных свай пиковое сопротивление сдвигу мобилизуется лишь на малом участке сваи, выше которого проскальзывание уже наступило и сопротивление грунта упало до остаточного, а ниже перемещения свай еще слишком малы.
При помощи коэффициента отпора можно описать и работу нижнего конца сваи. Зависимость здесь будет вполне аналогична (2), но предельное сопротивление должно достигаться при существенно больших осадках. Целесообразно в коэффициенте отпора для острия учесть концентрацию напряжений на боковой поверхности вблизи острия, обнаруживаемую в опытах и в расчетах (см. § 14). Для этого коэффициент бокового вертикального отпора следует брать без особой концентрации вблизи острия, а избыток касательных напряжений на этом участке включать в лобовое сопротивление.
Предельные сопротивления как по боковой поверхности, так и по острию находятся по эмпирическим зависимостям. Для расчетов целесообразно использовать те из них, которые опираются не на физические свойства грунта (типа консистенции), а на механические, в частности на параметры критического (остаточного) сопротивления сдвигу [59]. Анализ предельного бокового и лобового сопротивления сваи, т. е. ее несущей способности, с учетом нарушений грунта в результате забивки или иного способа погружения сваи в настоящее время интенсивно изучается. Поскольку несущая способность свай на вдавливание и выдергивание является одним из важнейших факторов при проектировании свайных фундаментов, при назначении предельных сопротивлений следует ориентироваться на результаты натурных испытаний в аналогичных грунтах и рекомендации нормативных документов.
