ТСН 22-301-98 Пермской области (524764), страница 5

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 5)

=1,95•12=23,4кН/м²,

для сечения 2-2 при х = 6 м

=1,95·6=11,7кН/м²,

для сечения 3-3 при х = 0

Определяем нагрузку на ленточный фундамент по оси А от трения грунта по подошве примыкающих фундаментов.

По формуле /19/ рассчитываем касательные напряжения под подошвами фундаментов примыкающих стен

t_т.п.i=1,95х;

для фундаментов, примыкающих по осям 1 и 7 при х = 18 м

t_т.п.1 = t_т.п.7 = 1,95 • 18 = 35,2 кН/м²;

для фундаментов, примыкающих по осям 2 и 6 при х = 12 м

t_т.п.2 = t_т.п.6 = 1,95 • 12 = 23,5 кН/М²;

для фундаментов, примыкающих по осям 3 и 5 при х = 6 м

t_т.п.3 =t_т.п.5 =1,95 • 6=11,8кН/м²;

Определяем предельное сопротивление сдвигу грунта под подошвой фундаментов примыкающих стен по формуле /16/:

для фундаментов, расположенных по осям 1, 7

t_п.пр = Р tg j + С = 230 tg 24° + 39 = 141 кН/м².

для фундаментов, расположенных по осям 2-6

t_п.пр = 260 tg 24° + 39 = 155 кН/м².

Сравнение касательных напряжений с их предельными значениями показывает, что условие /23/ удовлетворяется

t_т.п.i ^< t_п.пр

Вычисляем площадь подошвы фундаментов примыкающих стен Fпi=(9-0,8)•1,0=8,2м²

Определяем нагрузку от фундамента i-ой примыкающий стены по формуле /22/:

для фундаментов, примыкающих по осям 1 и 7

N_т.п.1 = N_т.п.7 = 0,5 F_п1,7 t_т.п.1,7 = 0,5 · 8,2 · 352 = 145 кН;

для фундаментов, примыкающих по осям 2 и 6

N_т.п.2= N_т.п.6= 0,5 · 8,2 · 23,5 = 96 кН;

для фундаментов, примыкающих по осям 3 и 5.

N_т.п.3= N_т.п.5 = 0,5 · 8,2 · 11,8 = 43 кН.

Определяем нагрузку от трения грунта по подошве фундаментов примыкающих стен в сечениях ленточного фундамента по формуле/21 /

;

в сечения 1-1 N_т.п = N_т.п1 = 145 кН;

в сечении 2-2 N_т.п = N_т.п1 + N_т.п2 = 145 + 96 = 241 кН;

в сечении 3-3 N_т.п = N_т.п1 + N_т.п2 + N_т.п3 = 145 + 96 + 48 = 289 кН. Определяем нагрузку от трения грунта по боковым поверхностям ленточного фундамента.

Заглубление фундамента в грунт с наружной стороны знания h₁ = 2,4 м, со стороны подвала h₂ = 0,55 м.

В соответствии с п. 8.22 расчет производим для каждой из сторон фундамента с последующим суммированием усилий.

Грунт обратной засыпки при плотности 1850 кг/м³, влажности 20%, времени эксплуатации до подработки 10 лет характеризуется следующими данными (табл. 9): tg j₃ = 0,508; j₃ = 27°; Сз = 36 кПа. Для мягкопластичного суглинка засыпки по табл. 8 принимаем m = 0,3.

Предельное сопротивление сдвигу грунта засыпки по боковой поверхности фундамента определяем по формуле /29/:

при h₁ = 2,4 м

при h₂ = 0,55

Коэффициент жесткости грунта засыпки при сдвиге по боковой поверхности фундамента определяем по формуле /30/

Модуль боковой деформации грунта обратной засыпки определяем по формуле /31/

,

значения коэффициента m определяем по граф. рис. 4 для

h_g1 = 2/3 • h₁ = 2/3 · 2,4 = 1,6 м и h_g2 = 2/3 • h₂ = 2/3 • 0,55 = 0,37 м, соответственно m₁ = 1,0, m₂ = 0,25; модуль вертикальной деформации грунта обратной засыпки принимаем по табл. 10 для грунта плотностью 1,85 т/м³ с влажностью 20% и продолжительности эксплуатации здания до подработки 10 лет, = 10 МПа:

при h₁= 2,4м Е_з1= 1,0·10 МПа =10 МПа;

при h₂ = 0,55 м Е_з2 = 0,25 • 10 МПа = 2,5 МПа;

площадь контакта грунта засыпки с боковой поверхностью фундамента

при h₁ = 2,4 м F₁ = (36 + 1)/2 • 2,4 = 44,4 > 10 м²,

в расчет принимаем F₁= 10 м²;

при h₂ = 0,55 м F ₂= (36 - 1,0 • 6 )/2 • 0,55 = 8,25 < 10 м²

в расчет принимаем F₂ = 8,25 м²;

значения коэффициентов w_zб и w_хв определяем по табл. 7 по соотношению длины фундамента а к заглублению h,

при h₁ = 2,4 м

w_zб =1,22, w_хв = 0,53

при h₂ = 0,55 м

w_zб =1,22, w_хв = 0,53

при h₁ = 2,4 м

при h₂ = 0,55 м

По формуле /28/определяем

при t= 10 лет =0;

при h₁ = 2,4 м

при h₂ = 0,55 м

Значение x_б.пр больше половины длины отсека здания l = 0,5 • 37 = 18,5 м, поэтому в соответствии с п. 8.22 расчет усилий от трения по боковой поверхности фундамента производим по формуле /24/

Касательные напряжения по боковой поверхности фундамента, расположенной на расстоянии х от середины отсека здания и в крайней по длине фундамента точке, определяем по формулам /33/ и /32/:

при h₁ = 2,4 м

при t= 10 лет = 0,

х = l, t_б.l1 = 0,78 • l = 0,78 • 18,5 = 14,4 кН/м²;

при h₂ = 0,55 м

x = l, t_б.l2 = 0,2 • l = 0,2 • 18,5 = 3,7 кН/м²;

Нагрузка от трения грунта по боковой поверхности фундамента

по оси А:

в сечении 1-1 при х=12м

h₁=2,4м, t_б.x1 =0,78 ·12= 9,4 кН/м²;

h₂=0,55 м, t_б.x2 = 0,2 · 12 = 2,4 кН/м²;

= + = 177 + 8,4 = 185 кН;

в сечении 2-2 при х = 6 м

h₁=2,4м, t_б.x1 =0,78 ·6= 4,7 кН/м²;

= + = 279 + 13,5 = 293 кН;

в сечении 3-3 при х = 0

h₁=2,4м, t_б.x1 =0,78 ·0= 0 кН/м²;

h₂=0,55 м, t_б.x2 = 0,2 · 0 = 0 кН/м²;

;

= + = 314 +15,3 = 329 кН.

Определяем нагрузку от давления сдвигающегося грунта на фундаменты, примыкающие к расчетному.

Находим площадь контакта с грунтом боковой поверхности фундамента при деформациях растяжения земной поверхности

Fgi = 0,55 (9 - 0,8) = 4,51 м².

По формуле /39/ определяем модуль боковой деформации грунта

Е_б = n·m·E₀

коэффициент n = 0,75; значение коэффициента m определяем по граф. рис. 4 при h = 2/3 • 0,55 = 0,37 м, m = 0,25.

Е = 0,75 • 0,25 • 25 = 4,69 МПа.

Модуль боковой деформации обратной засыпки определялся по формуле /31/ для h = 0,55 м при определении сил трения по боковой поверхности фундамента

Е_з = m = 0,25 • 10 = 2,5 МПа.

Определяем условную длину зоны бокового обжатия грунта по формуле /40/

Средняя ширина пазухи между фундаментом и стенкой котлована

d_з ⁼ 0,2 м.

Приведенный модуль боковой деформации грунта определяем по формуле /38/

Коэффициент жесткости сжатия грунта определяем по формуле /37/

кН/м³

Нормальное давление грунта на боковую поверхность i-го фундамента, примыкающего к расчетному, определяем по формуле /36/

;

при t= 10 лет = 0,

Давление на фундаменты, примыкающие по осям 1-7:

при х = 17,5 м s_g1,7 = 0,51 · 17,5 = 8,9 кН/м²;

при х= 11,5м s_g2,6 =0,51 · 11,5=5,9 кН/м²;

при х = 5,5 м s_g3,5 = 0,51 · 5,5 = 2,8 кН/м² .

Предельное напряжение сжатия на боковой поверхности фундамента oт пассивного давления грунта определяем по формуле /41 /

s_пр = x_i [0,5 h_i g tg²(45° +^j¤₂)+ 2С tg(45° +^j¤₂)],

значение коэффициента x_i определяем по формуле /42/

принимаем x_i = 1,

s_пр = x_i [0,5 ·1,95·0,55 tg²(45° +^24°¤₂)+ 2·39 tg(45° +^24°¤₂)] = 133 кН/м².

Сравнение напряжений грунта на боковой поверхности примыкающих фундаментов с их предельным значением показывает, что условие /36/ удовлетворяется

s_gi пр

Нагрузка от бокового давления грунта на i-ой примыкающий фундамент по осям 1-7 определяем по формуле /35/

Ngi = 0,5 F_gi s_gi;

N₁ = N₇ = 0,5 • 4,51 • 8,9 = 20 кН,

N₂ = N₆ = 0,5 • 4,51 • 5,9=13,ЗкН,

N₃ = N₅ = 0,5 • 4,51 • 2,8 = 6,3 кН

Нагрузку от давления грунта на примыкающие фундаменты в сечениях ленточного фундамента по оси А, определяем по формуле /34/

,

в сечении 1-1 Ng = N₁ = 20 кН;

в сечении 2-2 Ng = N₁ + N₂ = 20 + 13,3 = 33,3 кН,

в сечении 3-3 Ng = N₁ + N₂ + N₃ = 20 + 13,3 + 6,3 = 39,6 кН

Суммарную нагрузку, действующую на рассчитываемый фундамент, определяем по формуле /11/

N = N_т + N_т.п + N_б + N_д /11/

в сечении 1-1

N = 155 +145 +185 +29= 505 кН,

в сечении 2-2

N = 239 + 241 + 293 + 33 = 806 кН;

в сечении 3-3

N= 267 + 289 + 329 + 40 = 925 кН

Аналогично рассчитываются и другие ленточные фундаменты в пределах деформационного отсека. Значения растягивающих нагрузок по сечениям ленточных фундаментов сведены в таблицу.

Определяем возможность снижения растягивающих нагрузок в фундаментах устройством шва скольжения.

Находим из сводной таблицы фундамент с наибольшим значением нагрузки.

Из таблицы видно, что наибольшая нагрузка N = 956 кН действует в фундаменте по оси Б. В соответствии с п. 8.24 для этого фундамента определяем наибольшую нагрузку, возникающую в нем при устройстве шва скольжения.

Шов скольжения устраиваем под цокольным железобетонным поясом из двух слоев пергамина с прослойкой щипаной слюды. Вертикальная нормативная нагрузка Ро на уровне шва скольжения составляет для фундаментов по оси Б - 190, по осям 1,7 - 220, по осям 2-6 - 250 кН/п.м.

Нагрузку от сил трения по шву скольжения по длине фундаментов определяем по формуле /45/

,

коэффициент условий работы m₁ определяем по графику рис. 5, для длины отсека L = 36 м m₁ = 0,65; коэффициент трения принимаем по табл. 5 f = 0,3;

= 0,65 • 190 • 0,3 (18 - 0) = 666,9 кН .

Силу трения под i-ой примыкающей стеной определяем по формуле /47/

;

для фундаментов, расположенных по осям 1,7.

= 0,3 • 220 = 66 кН/м;

для фундаментов по осям 2¸6

= 0,3 • 250 = 75 кН/м.

Максимальную нагрузку от сдвига фундаментов под примыкающими стенами определяем по формуле /46/

;

коэффициент условий работы принимаем по табл. 11, для количества стен на участке (l - х) равной 3 = 0,7; длина стены, примыкающей к расчетной, расположенной по оси Б,

l_п = 2 (9 - 0,4) = 17,2м;

= 0,7 · 0,5 · 17,2 (66 + 2 · 75) = 1300 кН .

Суммарную продольную нагрузку растяжения в среднем сечении фундамента от сил трения по шву скольжения определяем по формуле /44/

,

= 666,9+ 1300 = 1966,9 кН.

Проверяем условие /43/

N=956< =1966,9кН

Условие /43/ не удовлетворяется, следовательно, устройство шва скольжения не снимает действующую на фундамент нагрузку.

Горизонтальная нагрузка в ленточных фундаментах воспринимается замкнутыми по периметру здания цокольным и фундаментным железобетонными поясами.

Расчет свайных фундаментов с учетом влияния подработки

8.25 Свайные фундаменты при сдвижение грунта основания рассчитываются:

по несущей способности грунта;

по прочности материала свай;

по прочности материала ростверка

8.26 Несущая способность свай по грунту рассчитывается на сочетания, при которых в них возникают максимальные сжимающие нагрузки с учетом дополнительных нагрузок сжатия от искривления основания, наклона и ветровой нагрузки. Расчет производится по формуле

/48/

где Nз - расчетная вертикальная нагрузка от веса отсека здания, кН;

n - общее число свай;

DN - дополнительная вертикальная нагрузка на сваю от искривления основания (рис. 7), кН

, /49/

Ах - общая длина подошвы условного фундамента в направлении оси X, определяемая по формуле

/50/

L - расстояние между осями крайних свай отсека, м;

d - размер поперечного сечения свай, м;

l - глубина погружения свай в грунт, считая от подошвы ро стверка, м;

-осредненное расчетное значение угла внутреннего тре ния грунта, град;

а_ус - размер условного фундамента, м;

Су - коэффициент жесткости основания для условного фун дамента, определяемый по формуле, кН/м³

, /51/

Сti - коэффициент жесткости сжатия грунта основания под отдельным условным фундаментом или условной фундаментной лентой, определяемый по формуле/10/;

- момент инерции площади подошвы условного .фундамента, расположенной по одну сторону от главной оси УУ относительно оси у¹у¹, м⁴;

Хо - расстояние от главной, оси уу до центра тяжести рассматриваемой половины фундамента (определяется отношением статического момента к площади фундамента), м;

Рис. 7. Схема замены свайного фундамента условным на естественном основании и эпюра перераспределения нагрузок на сваи при кривизне выпуклости

а - здание на искривленном основании; б - план свайного поля, ростверка и условного фундамента; в - эпюра перераспределения нагрузок на сваи; 1 - ростверк; 2 - сваи; 3 - условный фундамент на естественном основании; abecd - эпюра нагрузок на сваи до искривления основания; ab¹e¹c¹d - эпюра нагрузок на сваи при искривлении основания; уу - главная ось; у¹у¹ - ось, проходящая через центр тяжести половины условного фундамента

X - расстояние от главной оси уу до оси сваи, для которой вычисляется DN, м;

X_i - то же, до оси каждой сваи, находящейся на рассматриваемой половине площади условного фундамента, м;

R_ж - условный радиус кривизны основания от влияния горных выработок, учитывающий конечную жесткость здания; при кривизне выпуклости принимается со знаком плюс, при кривизне вогнутости - со знаком минус, м

, /52/

n_к и m_к - коэффициенты, принимаемые по таблицам 2 и 3;

m_ж - коэффициент (меньше или равный единице), учитывающий конечную жесткость здания, определяемый по формуле

, /53/

b - приведенная ширина подошвы условного фундамента, м;

EJ и GF - соответственно, изгибная, МПа-м⁴, и сдвиговая МПа-м², жесткости стен здания.

Для коротких отсеков жестких зданий, имеющих отношение L/H £ 1, (где L - длина отсека, Н - высота здания от подошвы ростверка до карниза), допускается принимать m_ж = 1, а Р_ж равным расчетному радиусу кривизны основания.

Nв и Nн - дополнительные вертикальные нагрузки на сваи от ветровой нагрузки и наклона земной поверхности от влияния подработки, определяются по формулам, кН

, /54/

, /55/

где и — расчетные моменты относительно главных осей х и у от действия ветровой нагрузки или наклона земной поверхности, кН·м;

х и y - расстояния от главных осей отсека оси сваи, для которой вычисляется расчетная нагрузка, м;

х_i и у_i - расстояния от главных осей до оси каждой сваи, м.

Ф_подр. - несущая способность свай по грунту основания при подработке территории, кН

, /56/

где g_cr - коэффициент условий работы, учитывающий изменение физико-механических свойств грунтов и перераспределение вертикальных нагрузок при подработке территорий:

для свай-стоек в фундаментах любых зданий g_cr = 1; для висячих свай в фундаментах податливых зданий (например, одноэтажных каркасных с шарнирными опорами) g_cr = 0,9; для висячих свай в фундаментах жестких зданий (например, бескаркасных многоэтажных зданий с жесткими узлами) g_cr = 1,1;

Fd - несущая способность сваи, кН, определенная расчетом или по результатам полевых исследований (динамических, статистических испытаний свай, зондирования грунта) в соответствии с требованиями СНиП 2.02.03-85;

g_к - коэффициент надежности, принимается в соответствии с указаниями п. 3.10 СНиП 2.02.03-85.

8.27 Несущая способность свай по материалу с учетом подработки обеспечивается при условии

Qp £ Qnp /57/

Мр £ Мпр /58/

где Qp и Мр - расчетные максимальные значения поперечной силы и изгибающего момента в свае от воздействия горизонтальных перемещений, наклона и ветровой нагрузки, а также от внецентренного действия вертикальной нагрузи определяемые по формулах:

Qp = Qг + Qн + 0,8 Qв /59/

Мр = Mr + Мн + 0,8 Мв + Мn. /60/

Qr и Мr - максимальные значения поперечной силы, кН, и изгибающего момента, кН· м, в свае от воздействия горизонтальных перемещений.

Ординаты эпюр поперечных сил и изгибающих моментов, представленных на рис. 8 и 9, для характерных сечений свай при шарнирной или жесткой заделке голов в высокий или низкий ростверк под воздействием горизонтальных перемещений определяются по формулам

Qir = Q · qi , /61/

Mir = M · mi, /62/

Q = ²/₃ P₁· в , /63/

M = ¹/₃ P₁· в² , /64/

где qi, mi - коэффициенты, определяемые по графикам рис. 10 и 11 соответственно для жесткой заделки и шарнирного сопряжения голов свай с ростверками в зависимости от коэффициента = Н/l (где Н - свободная высота сваи, м; l - длина ее погружения в грунт, м);

для определения Qr и Mr при шарнирном соединении головы сваи с ростверком принимаются коэффициенты q_А и m_пр, при жесткой заделке qа и mа.

Рис. 8. Схема взаимодействия упругой оси сваи, имеющей шарнирное сопряжение с ростверком, и грунта при действии горизонтальной нагрузки или перемещения

а - деформация оси сваи (1) и эпюра обжатия грунта (2); б эпюра давления грунта на сваю; в, г- эпюра поперечных сип и изгибающих моментов в свае; 3 - касательная к эпюрам давления в точке В

Рис. 9. Схема взаимодействия упругой оси сваи с жесткой заделкой головы в ростверк с грунтом при действии горизонтальной нагрузки или перемещения

а - деформация оси сваи (1) и эпюра обжатия грунта (2); б - эпюра давления грунта на сваю; в, г - эпюры поперечных сил и изгибающих моментов в свае; 3 - касательная к эпюрам давления в точке В

P₁ - максимальная ордината эпюры бокового давления грунта, кН/м, на участке "в", определяемая по формуле

, /65/

Cr - коэффициент жесткости бокового обжатия грунта сваей, кН/м²

, /66/

Ег - модуль горизонтальной деформации грунта, МПа

Еr = m • е₀ , /67/

m - коэффициент, принимаемый для глинистых грунтов равным 0,5 , для песчаных - 0,65;

е₀ - модуль вертикальной деформации грунта, МПа, определяемый ориентировочно на уровне середины участка "в" (для грунтов с относительно высокой несущей способностью на глубине (4-5)d и для грунтов с низкой несущей способностью (6-7)d от поверхности грунта для свайных фундаментов с высоким ростверком или от подошвы ростверка для свайных фундаментов с низким ростверком);

w - коэффициент, принимаемый по таблице 12 в зависимости от коэффициента n (отношение глубины погружения сваи l к ее размеру поперечного сечения d в направлении, перпендикулярном плоскости действия перемещения);

Таблица 12

Рис. 10. График зависимости коэффициентов a, q, q, m, x, и (левая шкала) и b (правая шкала) от коэффициента при жесткой заделке голов свай в ростверк

Рис. 11. График зависимости коэффициентов a_ш, q, q, m, x, и (левая шкала) и b (правая шкала) от коэффициента при шарнирном сопряжении голов свай с ростверком

m - коэффициент Пуассона грунта основания, принимается по табл.8;

q_e - коэффициент обжатия грунта посередине участка "в", определяемый по графикам рис. 10 или 11;

х - расстояние от центральной оси здания до оси рассматриваемой сваи, м; для определения qr и Мr принимается

х = ^L/₂, где L - расстояние между осями крайних свай отсека.

Остальные обозначения в формуле /65/ те же, что и в п. 8.23.

b - длина верхнего участка эпюры бокового давления грунта, м, определяется по формуле

/68/

b - коэффициент, определяемый по графикам рис. 10 или 11;

EJ- жесткость сваи, МПа • м⁴;

qн, Мн и qв, Mв - соответственно максимальные значения поперечной силы, кН, изгибающего момента, кН•м, в свае от воздействия наклона и ветровой нагрузки, определяемые по формулам

, /69/

, /70/

Тн.в. - горизонтальная нагрузка, действующая на отсек здания, соответственно от наклона и ветровой нагрузки;

n - число свай в фундаменте отсека;

Q₁ и М₁- определяются по формулам /61/ и /62/ при значении

P₁=CrD_r1, /71/

где D_r1 = 1 см.

M_N - дополнительный изгибающий момент в свае от внецентренного действия вертикальной нагрузки на изогнутую ось сваи, определяемый по формулам:

а) для шарнирного сопряжения свай с ростверком

M_N =N(1-q_Е) · D_r; /72/

б) для жесткой заделки свай в ростверк

M_N =N(1-q_Е) · D_r/2; /73/

N - расчетная вертикальная нагрузка на сваю с учетом подработки, кН, определяется по формуле /48/;

D_r - расчетное горизонтальное перемещение головы сваи, м

; /74/

q_e, c- коэффициенты, определяемые по графикам рис. 10 и 11;

0,8 - коэффициент, учитывающий сочетание нагрузок;

Q_пp - прочность сваи на воздействие поперечной силы, определяется в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01-84*;

М_пр - максимальное значение изгибающего момента, при котором обеспечивается прочность сваи на внецентренное сжатие; определяется по графикам зависимости предельных значений М и N при внецентренном сжатии свай (приведенным, например, в каталоге типовых строительных изделий «Серия 1.011.1-10, сваи забивные; выпуск 1 часть 1 »).

Для коротких свай-стоек с низким ростверком, глубина погружения которых удовлетворяет условию

0,85b£ l £1,35b /75/

(b - длина верхнего участка сваи, определяемая по формуле /68/ при = 0)

значения Qr и Mr в выражениях /59/ и /60/ определяются по формулам:

а) при условно-шарнирном сопряжении свай с ростверком

Qr = 0,33 р l, /76/

Мr = 0,104 p l², /77/

где р - максимальная ордината эпюры давления грунта на сваю, кН/м, определяемая по формуле /65/ при значении коэффициента жесткости обжатия грунта сваей

/78/

l -глубина погружения сваи, м, удовлетворяющая условию /75/;

Ег, w, m - обозначение то же, что в формуле /66/;

б) при жесткой заделке голов свай в ростверк

Qr= ²/₃ p l -N, /79/

Mr= ¹/₃ p l² -N· l, /79/

где р - то же, что и в формулах /76/ и /77/ с заменой в выражении /78/ коэффициента 0,33 на 0,395;

N - сосредоточенная сила, кН, приложенная в уровне острия сваи, имеющая направление, противоположное направлению "р", и определяемая по формуле /65/, в которой вместо "р" принимается значение N, а коэффициент жесткости обжатия грунта сваей определяется по формуле

/81/

8.28 Продольные элементы ростверка, ориентированные в направлении горизонтальных деформаций земной поверхности, рассчитываются на внецентренное растяжение или сжатие, а элементы ростверка, расположенные в поперечном направлении, - на изгиб в горизонтальной плоскости и кручение, вызванные боковым давлением на сваи деформируемого при подработке грунта основания.

Дополнительные усилия растяжения (сжатия) в сечении продольного элемента ростверка, расположенного на расстоянии х от середины здания (отсека) для шарнирного и жесткого сопряжения головы сваи с ростверком определяются по формуле

/82/

где - горизонтальная опорная реакция в голове i-и сваи, расположенной на расстоянии х от середины здания (отсека) в расчетном продольном элементе ростверка определяется по формуле /61/;

Q’ir - тоже, для свай, расположенных под ростверками стен, примыкающих к расчетному;

k - число свай в продольном элементе ростверка на участке от 0.5L до х;

n - то же, под ростверками стен, примыкающих к расчетному.

Усилия (Q, М) в горизонтальной плоскости примыкающих элементов ростверка определяются как в балке с жестко заделанными концами, находящейся под воздействием сосредоточенных сил, равных Q’ir.

Сосредоточенные крутящие моменты от каждой i-и сваи примыкающего элемента ростверка определяются по формуле

M'_кр=M’i+0,5 Q’_ir h_p , /83/

где M’_i и Q’_ir - изгибающий момент и поперечная сила в голове i-и сваи, расположенной под примыкающим элементом ростверка;

h_p - высота ростверка.

В местах пересечения элементов ростверка крутящие моменты от примыкающих ростверков передаются на продольные, которые действуют в вертикальной плоскости как сосредоточенные опорные изгибающие моменты, определяемые по формуле

, /84/

где Мi - сосредоточенный изгибающий момент от i-и сваи продольного элемента ростверка, расположенного на пересечении осей продольного и примыкающего элементов ростверка;

n' - число свай под примыкающим элементом ростверка. При жестком соединении свай с ростверком в формулах /83/ и /84/ значения М и М, определяются по формуле /60/, при шарнирном соединении М'i и Мi = 0.

В случае неравномерного шага расположения свай по длине примыкающих ростверков вторые члены в формулах /82/ и /84/ определяются как опорная реакция, передающаяся на продольный элемент ростверка по схеме простой балки.

8.29 Свайные фундаменты зданий следует проектировать исходя из условия передачи от них на ростверк минимальных усилий. Этим условиям удовлетворяет:

а) разрезка здания на отсеки для уменьшения влияния искривления основания и относительных горизонтальных перемещений грунта;

б) преимущественное применение висячих свай для зданий с жесткой конструктивной схемой;

в) применение свай возможно меньшей жесткости;

г) податливое (шарнирное или в виде шва скольжения) сопряжение свай с ростверком.

В зависимости от величины горизонтальных перемещений грунта

Dr = n_em_eeX рекомендуются следующие типы сопряжения свай с ростверком:

а) при Dr < 2 см — жесткая заделка;

б) при 2 см < Dr £ 5 см — шарнирное сопряжение;

в) при 5 см < Dr £ 8 см — сопряжении через шов скольжения. Величина заглубления свай в грунт должна составлять не менее 4 м, за исключением случаев опирания свай на скальные грунты.

Область применения свайных фундаментов на территориях, подрабатываемых калийными рудниками:

а) с висячими сваями — на территориях I-IV групп;

б) со сваями-стойками — на территориях III и IV групп для зданий, проектируемых с податливой конструктивной схемой, а для IV группы также и для зданий с жесткой конструктивной схемой.

Пример расчета бескаркасного здания на свайных фундаментах

Исходные данные

Жилое здание прямоугольной формы, кирпичное, пятиэтажное. длина L = 24 м, ширина В = 16 м, высота Н = 15 м, фундаменты свайные, сваи висячие марки С80.35-6, расстояние между сваями 2 м, вес здания Nз = 24700 кН; сопряжение свай с ростверком шарнирное, несущая способность свай по грунту по результатам статических испытаний, выполненных до начала подработки, составляет F_d = 560 кН; план свайного поля представлен на рис.12.

Грунты в основании - суглинки, характеризующиеся следующими свойствами:

удельное сцепление грунта — С = 22 кПа;

угол внутреннего трения j = 24°;

модуль деформации грунта Е = 21 МПа;

коэффициент Пуассона m = 0,35;

коэффициент релаксации напряжений сжатия грунта b=0,02, 1/сутки.

Ожидаемые величины деформаций земной поверхности:

наклон земной поверхности i = 5 • 10^-3;

радиус кривизны выпуклости земной поверхности R = 9 км;

относительная горизонтальная деформация растяжения земной поверхности e = 2 • 10^-3 ;

скорость относительной горизонтальной деформации земной поверхности = 0,008 • 10^-3, 1/сутки;

время от начала до конца подработки здания t = 10 лет;

направление сдвижения земной поверхности - вдоль здания.

Определение длины отсека здания

Для защиты здания от вертикальных деформации земной поверхности определяем необходимость разрезки его на отсеки по условию формулы /8/

f _п £ f _пр.

Относительную разность осадок основания фундаментов от подработки определяем по формуле /9/

Значение предельной относительной разности осадок основания принимаем по табл. 6, f_пр ⁼ 0,002.

f_п = 0,00065 < f_пp = 0,002.

Условие формулы /8/ удовлетворяется, разрезка здания деформационными швами на отсеки не требуется.

Расчет несущей способности свай по грунту

Определяем размеры условного фундамента в продольном и поперечном направлениях здания по формуле /50/

Ax=L+d+2l tg = 24 + 0,35 +2·8·0,105 = 26,02 м

Ay = 16 + 0,35 + 2 • 8 • 0,105 = 18,02 м;

ширина ленты условного фундамента

a_усл = d+2l tg = 0.35+1,68= 2,03м

план условного фундамента представлен на рис. 12.

Коэффициент жесткости сжатия грунта основания для каждой ленты условного фундамента определяем по формуле /10/

Дополнительное вертикальное давление на основание условных фундаментов Ро = Р - Р_б = 95 кН/м². Значение осадки S каждой ленты условного фундамента определяем с использованием расчетной схемы в виде линейно-деформируемого полупространства методом послойного суммирования

Определяем коэффициент жесткости основания, соответствующей осадке S,

кН/м³

Рис. 12. План свайного поля и условных фундаментов

По приложению II СНиП 2.01.09-91 для малосжимаемого грунта при длительности приложения нагрузки 10 лет определяем функцию, характеризующую длительность деформирования основания, n_t=1,0.

Для рассматриваемых условий коэффициент жесткости сжатия грунта под подошвой условного фундамента имеет значение

кН/м³

Суммарная площадь условных фундаментов под подошвой отсека (заштрихована на рис. 12)

åF_i = 13,01 • 2,03 • 3 + 5,97 • 2,03 • 5 = 139,8 м²

Статический момент площади условных фундаментов относительно главной оси, проходящей через середину длины отсека здания

Sy = åF_i · х = 26,4 • 6,5 • 3 + 12,12 (12 + 6) • 2 + 6,06 • 0,5 • 2 = 960 м³;

расстояние от главной оси до центра тяжести рассматриваемой половины фундамента

Хо= 960/139,8= 6,9м.

Момент инерции половины площади условного фундамента относительно оси, проходящей через ее центр тяжести при

Условный радиус кривизны определяем по формуле /52/, по таблицам 2 и 3 принимаем значения коэффициентов n_к = 1,4 и m_к = 0,7; здание имеет жесткую конструктивную схему, принимаем значение коэффициентов m_ж = 1.

Определяем сумму квадратов расстояний от оси, проходящей через центр тяжести до каждой сваи рассматриваемой половины фундамента

(x₀ - х_i )² = (6,9 - 2,0)² • 3 + (6,9 - 4,0)² • 3 + (6,9 - 6,0)² • 9 +

(6,9 - 8,0)² • 3 + (6,9 -10,0)² • 3 + (6,9 -12,0)² • 9 = 371,1 м²

Наибольшую вертикальную дополнительную нагрузку на сваю от искривления основания определяем по формуле /49/

.

При х=0

При х=12 м

Ветровая нагрузка на отсек здания в продольном направлении здания =103 кН, в поперечном - =156 кН; опрокидывающие моменты от ветровой нагрузки, действующие вдоль и поперек отсека здания

= 808 кН • м; = 1260 кН • м;

определяем сумму квадратов расстояний от свай до главных осей здания

=(2²·3+4²·3+6²·9+8²·3+10²·3+12²·9)·2= 4344м²;

=(2²·5+4²·5+6²·5+8²·13)·2= 2224м²;

по формулам /54/ и /55/ определяем наибольшие дополнительные вертикальные нагрузки на сваи от ветровой нагрузки при х=12 м и у=8м:

,

,

Горизонтальную нагрузку от наклона здания определяем с учетом коэффициентов n_i = 1,2 и условий работы m_i = 0,8, принимаем по таблицам 2, 3 и веса здания G = 24700 кН

Т_н = G • i • n_i • m_i = 24700 • 0,005 • 1,2 • 0,8 = 119 кН;

опрокидывающий момент от наклона здания

M_н = Т_н • (H/2)=119 • (15/2)=893кН•м.

Наклон здания от подработки происходит в продольном направлении. Поэтому наибольшую нагрузку на сваи от наклона здания определяем по формуле /55/ при х = 12 м

Несущую способность свай по грунту с учетом подработки определяем по формуле /56/, в которой для рассматриваемого здания с жесткой конструктивной схемой на висячих сваях коэффициент условий работы g_сr = 1,1, а коэффициент надежности g_к = 1,2

Несущую способность свай по грунту проверяем по формуле /48/

=508< =513кН;

= 358 -106 - 3,6 - 2,5 = 246 кН.

Несущая способность свай по грунту с учетом подработки удовлетворяется.

Расчет несущей способности свай по материалу

Модуль горизонтальной деформации грунта определяем по формуле /67/

Е_r = m·Е₀ = 0,5 • 21 = 10,5 МПа.

По табл.12 для n=^l/_d=⁸⁰/_0,35=23 принимаем значение коэффициента w=2,71; для шарнирной заделки свай с ростверком по графику рис. 11 при = Н/l = 0 находим значение коэффициента обжатия грунта q_E=0,28; определяем коэффициент бокового обжатия грунта сваей по формуле /66/

Максимальную ординату эпюры бокового давления грунта определяем по формуле /65/ для х = x_mах = 12 м

для t= 10 лет = 0

По графику рис. 11 для = 0 определяем значение коэффициента = 50, жесткость сваи марки С80.35-6 EJ = 30 МПа•м⁴; определяем длину верхнего участка бокового давления грунта на сваю по формуле /68/

Находим значения коэффициентов q_A и m_пр при = 0 по графику рис. 11: q_A = 0,62; m_пp = 0,47; по формулам /61/ и /62/ определяем максимальные значения поперечной силы и изгибающего момента в свае от воздействия горизонтальных перемещений грунта основания

Qr = ²/₃ P₁· b · q_А = ²/₃ 4,5 · 4,3 · 0,62 = 8 кН,

Mr = ¹/₃ P₁· b² · m_i = ¹/₃ 4,5 · 4,3² · 0,47 = 13 кН·м,

Значения поперечных сил в свае от наклона земной поверхности и от ветровой нагрузки, действующих в направлении сдвижения земной поверхности вдоль здания, определяем по формуле /69/

По формуле /71/ определяем значение P₁ при D_r1 = 1 см

P₁ = Сr • D_r1 = 12,3 • 1 = 12,3 кН/м.

Определяем значения Q₁ и М₁ по формулам /61/ и /62/ при P₁ = 12,3 кН/м:

Q₁ = ²/₃ P₁· b · q_А = ²/₃ 12,3 · 4,3 · 0,62 = 21,9 кН,

M₁ = ¹/₃ P₁· b² · m_i = ¹/₃ 12,3 · 4,3² · 0,47 = 35,6 кН·м,

Максимальные значения изгибающих моментов в свае от наклона земной поверхности и ветровой нагрузки определяем по формуле /70/

По графику рис. 11 при = 0 находим значение коэффициента c=0,16, максимальное горизонтальное перемещение головы сваи при Pi=4,5 кН/м определяем по формуле /74/

Дополнительный изгибающий момент в свае от внецентренного действия вертикальной нагрузки на изогнутую ось сваи, расположенную на расстоянии х = 12 м от середины отсека здания, определяем по формуле /72/ при N = Nmin = 246 кН

M_N =N_min(1-q_Е) · D_r = 246· (1-0,28) · 3,6 · 10^-3 = 0,6 кН·м

Расчетные максимальные значения перерезывающей силы и изгибающего момента в свае определяем по формулам /59/ и /60/

Qp = Qr + Qн + 0,8 Qв = 8 + 1,7 + 0,8 • 1,5 = 10,9 кН,

Мр = Mr + Мн + 0,8 Мв + М_N = 13 + 2,8 + 0,8 • 2,4 + 0,6 = 18,3 кН•м

Прочность поперечного сечения сваи марки С80.35-6 на воздействие перерезывающей силы

Q_пp = 2,5 •R_bt • b • h₀ = 2,5 • 900 • 0,35 • 0,314 = 247 кН

В случае применения свай серии 1.01.1-10 максимальное значение изгибающего момента при внецентренном сжатии сваи определяем по графику на листе № 29 типовых строительных изделий серии 1.011.1-10 «Сваи забивные, выпуск 1. Часть 1» для сваи марки С80.35-6 (сечение 35х35см, бетон марки В20, армирование 4 Ш12АШ): при Nmin = 246 кН Мпр=40кН•м.

Несущую способность свай с учетом подработки проверяем по формулам /57/ и /58/

Q_р = 10,9 < Qпр = 247кН;

М_р = 18,3 < Мпр = 40кН•м.

Прочность свай по материалу при подработке обеспечивается.

Определение дополнительных усилий в ростверке

Горизонтальную опорную реакцию в голове i-и сваи, расположенной на расстоянии х от середины отсека здания, определяем по формуле /61/

Qir = ²/₃ P₁ · b · q_А ,

Дополнительные усилия растяжения в продольных элементах ростверка, расположенных в направлении сдвижения земной поверхности, определяем по формуле /82/. Результаты расчетов сведены в таблицу.

Усилия в примыкающих элементах ростверка от бокового смещения грунта определяем, как в балке с жестко заделанными опорами, находящейся под воздействием сосредоточенных сил.

Элементы ростверка, примыкающие по осям 1-5, имеют пролет 8 м с тремя сосредоточенными нагрузками шагом 2 м. В элементах ростверка по осям 1 и 5 при х = 12 м = 8,1 кН, значения усилий в горизонтальной плоскости Q = 12,1 кН, М_оп = -20,3 кН•м, М_пр= 12,2 кН. В элементах ростверка по осям 2 и 4 при х = 6 м =4кН, Q=6кН, М_оп= -7,5 кН•м, М_пр=4,5кН•м

Сосредоточенные опорные изгибающие моменты в продольных элементах ростверка от примыкающих к ним элементов ростверка определяем по формулам /83/ и /84/ для шарнирного сопряжения свай с ростверком

При высоте ростверка h_p = 0,4 м в продольных элементах ростверка возникнут опорные моменты, значения которых сведены в таблицу.

С учетом полученных расчетных усилий производится армирование ростверка в соответствии с нормами проектирования железобетонных конструкций

9 КАРКАСНЫЕ ЗДАНИЯ

Конструктивные решения

9.1 Каркасные здания проектируются по податливым или комбинированным конструктивным схемам с применением каркасов из сборного, сборно-монолитного, монолитного железобетона и металла. Металлические каркасы зданий рекомендуется использовать на подрабатываемых территориях I группы, на подрабатываемых территориях II, III и IV групп - каркасы из сборного железобетона или из комбинации сборного и монолитного железобетона.

9.2 Конструктивная схема каркаса выбирается из условия достижения минимума воздействия неравномерности деформирования земной поверхности на подрабатываемое здание. Рекомендуемые конструктивные схемы поперечных и продольных рам одноэтажных зданий представлены на рис. 13 и 14, а область их применения в табл. 13.

9.3 Устойчивость одноэтажных каркасных зданий (отсеков) в поперечном направлении необходимо обеспечивать путем защемления колонн в фундаментах или устройством в средней части здания вертикальных связей между колоннами и связей-распорок между фундаментами (рис. 13). В продольном направлении помимо защемления колонн в фундаментах по каждому ряду колонн в его средней части -необходимо устраивать блок жесткости путем установки вертикальных связей между колоннами и пролетными конструкциями. Между фундаментами колонн в пределах блока жесткости устанавливаются связи-распорки (рис. 14).

9.4 Многоэтажные каркасные здания могут проектироваться в виде связевых, рамно-связевых и рамных систем. Выбор конструктивной системы принимается на основе соответствующих обоснований, при прочих равных условиях следует применять связевые системы.

При проектировании каркасных зданий в виде рамно-связевых систем жесткие рамы следует ориентировать по направлению меньших размеров здания (отсека) и минимальных деформаций земной поверхности. В качестве связей в продольном направлении используются плиты-распорки, узлы сопряжения которых при необходимости усиливаются постановкой в продольные швы арматурных каркасов с последующим замоноличиванием.

9.5 Устойчивость многоэтажных каркасных зданий в поперечном и продольном направлениях обеспечивается защемлением колонн в фундаментах, постановкой между колоннами вертикальных связей, устройством жестких узлов соединения ригелей с колоннами; в качестве ядер жесткости могут использоваться выполненные в монолитном железобетоне лестничные клетки и шахты лифтов.

9.6 Вертикальные связи, обеспечивающие пространственную устойчивость здания или отдельных его отсеков, следует группировать в пространственные блоки в средней части здания, рассчитываемые на восприятия усилий от горизонтальных нагрузок и деформации земной поверхности. Перекрытия при этом должны иметь достаточную жесткость в горизонтальной плоскости для обеспечения совместной работы каркаса и пространственных блоков. Жесткость диска перекрытия достигается приваркой плит перекрытия к несущим конструкциям и замоноличиванием всех швов между плитами.

Таблица 13

9.7 Сборные железобетонные конструкции для подрабатываемых каркасных зданий назначаются в соответствии с действующими типовыми сериями индустриальных изделий. В некоторых случаях они могут быть усилены дополнительной арматурой или отличаться закладными деталями.

Рис. 13. Схемы поперечных рам одноэтажных каркасных зданий а-д - типы соединений элементов каркаса

9.8 Фундаменты каркасных зданий необходимо проектировать сборными, сборно-монолитными и монолитными. При этом за основной тип фундаментов принимаются отдельно стоящие фундаменты. Ленточные фундаменты целесообразно применять при слабых, неоднородных грунтах. Применение фундаментов в виде балок-стенок и сплошных железобетонных плит рекомендуется при проектировании на подрабатываемых территориях I группы и для зданий повышенной этажности.

9.9 Основным конструктивным мероприятием по защите каркасных зданий от влияния горных разработок является разделение их деформационными швами на отсеки.

9.10 Деформационные швы между отсеками устраиваются постановкой парных рам, смещенных относительно разбивочной оси (рис. 15) или посредством шарнирно-подвижного опирания пролетных конструкций.

Рис. 14. Схемы продольных рам одноэтажных каркасных зданий (бескрановых и с мостовыми кранами)

а-в - типы соединений элементов каркаса

Рис. 15. Конструкция деформационных швов.

а - постановка парных рам при наличии связей-распорок между фундаментами; б - то же, при отсутствии связейраспорок; в - с применением подвижных опираний балок; 1 колонна; 2 - фундамент; 3 - связь-распорка; 4 - балка (ригель); 5 - деталь крепления с овальным вырезом; 6 - шов скольжения

9.11 Выполнение деформационных швов производится с учетом следующих требований:

деформационный шов выполняется постановкой двух парных поперечных стен по аналогии с бескаркасными зданиями, если разделяемые деформационным швом отсеки не связаны между собой функционально (рис. 16а);

при необходимости сообщений между отсеками могут рекомендоваться короткие переходы в виде однопролетных галерей с устройством шва скольжения на одной из опор (рис. 16б);

при устройстве деформационного шва в пределах функционально неразделимого помещения рекомендуется проектировать зазоры в ограждающих конструкциях, заполняемые упругим теплоизоляционным материалом и перекрываемые с наружной и внутренней сторон нащельниками, а также доборные плиты-вставки с одной неподвижной и противоположной скользящей опорами (рис. 16в).

Рис. 16. Заполнение деформационных швов

а - устройство парных стен; б - устройство переходных галерей; в - заполнение упругим теплоизоляционным материалом (доборные плиты-вставки);

1 - колонна; 2 - парные стены; 3 - переходные галереи; 4 - отсек здания; 5 - стеновые панели; 6 - нащельник; 7 - упругий теплоизоляционный материал; 8 - шов скольжения; 9 - детали крепления с овальным вырезом и фиксирующим стержнем; 10 - ригель; 11 - плита перекрытия

9.12 Деформационные зазоры в кровлях покрытий в продольном и поперечном направлениях каркасного здания рекомендуется перекрывать гибкими листовыми элементами: нижними в виде накладок фигурного профиля, например, V-образного; верхними в виде цилиндрических лотковых приставок.

К плитам покрытий гибкие элементы рекомендуется закреплять неподвижно. С наружной стороны цилиндрических лотковых приставок рекомендуется размещать соответствующие пароизоляционные, теплоизоляционные и гидроизоляционные слои.

Толщина и высота гибких элементов определяется расчетом их на прочность и компенсационную способность, при этом из конструктивных соображений высота гибких элементов принимается не менее 0,6 ширины деформационного зазора и не менее 100 мм.

В местах устройства деформационных швов рекомендуется укладывать дополнительный гидроизоляционный слой с запуском его за грани деформационных швов не менее 500 мм.

9.13 Если несущая способность колонн каркасных зданий недостаточна для восприятия усилий от деформаций земной поверхности, а усиление колонн или уменьшение длины отсеков нецелесообразно, между фундаментами колонн следует предусмотреть связи-распорки. Для уменьшения усилий в связях-распорках между подошвой фундамента и бетонной подготовкой основания устраивается шов скольжения.

При невозможности обеспечить несущую способность конструкций указанными мероприятиями фундаменты следует проектировать по жесткой конструктивной схеме с применением перекрестных балочных систем, сплошных железобетонных плит и т.п.

9.14 Армирование железобетонных колонн каркасных зданий и связей-распорок следует предусматривать симметричным. Минимальное поперечное сечение связей-распорок принимается из условия расположения арматуры, но не менее 20х20 см; увеличение сечения связей распорок осуществляется, как правило, за счет их ширины; высота сечения связей назначается в пределах 1/50 ¸ 1/20 их расчетного пролета; соединение связей-распорок с фундаментами колонн выполняется шарнирным.

9.15 В качестве ограждающих конструкций в каркасных зданиях следует предусматривать облегченные навесные панели с заделкой швов между ними упругими материалами (пороизол, поролон, макропористая резина и т.п.).

Стеновые панели ограждения следует проектировать по податливым схемам, допускающим взаимные, линейные и угловые подвижки панелей без нарушения прочности крепления панелей к колоннам и без разгерметизации вертикальных и горизонтальных швов между панелями.

Крепление панелей рекомендуется осуществлять по четырем углам шарнирным соединением: в двух углах шарнирно-неподвижно, в двух других шарнирно-подвижно. Применение, например, стержневых накладных элементов с укороченными стержням обеспечивает первый вид крепления, а с удлиненными стержнями - второй.

Допускается предусматривать в проектах самонесущие стены (кирпичные, из бетонных блоков), которые в соответствии с рекомендациями пп. 8.7 и 8.10 должны быть усилены железобетонными или армокаменными поясами по периметру и горизонтальными арматурными сетками в местах примыкания и пересечения стен. Самонесущие стены должны крепиться по высоте к колоннам здания связями, не препятствующими их относительному смещению в плоскости стен. Самонесущие стены могут разделяться дополнительными швами в пределах отсека.

Внутренние стены и перегородки следует соединять с наружными стенами или колоннами податливыми связями.

9.16 Для ограничения вертикальных перемещений допускается в качестве мер защиты каркасных зданий предусматривать выравнивание каркаса с помощью домкратов или других выравнивающих устройств.

9.17 Жесткие полы по грунту (бетонные, ксилолитовые и др.) необходимо проектировать с разрезкой на карты, длина сторон которых должна быть не более 6 м. Между картами устраивается деформационный шов, который заполняется эластичным заполнителем (пороизоловый жгут, битумная мастика); ширина шва рассчитывается в соответствии с указаниями п. 7.14.

9.18 Размеры проемов под оборудование следует назначать с учетом их возможных перемещений, вызванных сдвижением земной поверхности, и рихтовки оборудования.

9.19 Встроенные и примыкающие к зданиям эстакады, этажерки, тоннели, галереи, емкости и т.п. следует отделять от зданий деформационными швами, руководствуясь указаниями п. 7.14.

9.20 В производственных каркасных зданиях в качестве подъемно-транспортных средств допускается использовать мостовые, подвесные и козловые краны. Предпочтение следует отдавать подвесному и напольному подъемно-транспортному оборудованию. Для обеспечения нормальной работы кранов следует предусматривать возможность рихтовки подкрановых конструкций, путей, регулировки подвесок в процессе подработки или после завершения процесса сдвижения земной поверхности. Наклон подкранового пути мостовых кранов, вызванный деформациями земной поверхности, не должен превышать следующие предельные значения:

в поперечном направлении i = 4·10^-3;

в продольном направлении i =6·10^-3.

9.21 В производственных каркасных зданиях с мостовыми кранами следует применять разрезные металлические и железобетонные подкрановые балки. У деформационных швов необходимо предусматривать консольное опирание подкрановых балок или устройство специальных металлических балок-компенсаторов с необходимой деформационной способностью, которая определяется расчетом.

9.22 Габариты приближения кранового оборудования к конструкциям здания должны назначаться с учетом возможных рихтовок крановых путей и соответствовать габаритам, предусмотренным Правилами устройства и безопасной эксплуатации грузоподъемных кранов.

Критерии расчета каркасных зданий на воздействие подработки

9.23 Допускается не учитывать перемещения оснований фундаментов каркасных зданий:

вертикальные, если разность осадок оснований фундаментов смежных колонн при расчете на особое сочетание нагрузок не превышает значений, приведенных в СНиП 2.02.01-83 «Основания зданий и сооружений» и представленных в табл.6;

горизонтальные, если их значения не превышают значений предельных горизонтальных перемещений, приведенных в табл.14.

Таблица 14

Примечание. За величину h принимается высота колонн первого яруса рамы.

9.24 Конструктивные меры защиты каркасного здания от влияния горных разработок не требуются, если удовлетворяется условие

fп £ fпp /85/

Dr £ Dпр /86/

где Dr - наибольшее горизонтальное перемещение грунта под основанием фундамента

Dr = 0,5 · n_e ·m_e· e·L /87/

n_e ,m_e, - коэффициенты, принимаемые по табл. 2 и 3;

D_пр - предельное горизонтальное перемещение оснований фундаментов колонн, определяется по табл. 14

Остальные обозначения те же, что и в п.8.15.

9.25 Если условие п. 9.24 не выполняется, необходимо уменьшить длину здания или деформационными швами разделить его на отсеки такой длины, при которой это условие удовлетворяется.

9.26 В том случае, когда условие, определяемое выражением /86/, не удовлетворяется, а уменьшение длины здания (отсека) не представляется возможным или экономически нецелесообразно, необходимо устройство между фундаментами колонн связейраспорок или усиление колонн. Усиление колонн производится по расчету, изложенному в «Руководстве по проектированию зданий и сооружений на подрабатываемых территориях», Часть II. Промышленные и гражданские здания. Стройиздат, М., 1986 .

Расчет связей-распорок между отдельно стоящими фундаментами на естественном основании

9.27 Усилия сжатия или растяжения в связях-распорках определяются по формуле:

/88/

где N₁ - равнодействующая сил, приложенных к i-му отдельно стоящему фундаменту, от воздействия горизонтальных деформаций земной поверхности

Ni = Nтi + Nбi + Ngi, /89/

Nтi , Nбi, Ngi,- величины сил трения грунта, действующие соответственно по подошве, боковым поверхностям и давление на лобовую поверхность i -го фундамента;

m - количество отдельно стоящих фундаментов на участке от 0,5L до х.

9.28. Величина силы трения грунта, действующая по подошве фундамента при воздействии горизонтальных деформаций растяжения-сжатия земной поверхности Nтi, определяется по формуле

Nтi = txi • Fi /90/

txi £ tпр, /91/

где txi - касательные напряжения под подошвой i-го фундамента, расположенного на расстоянии х от середины здания (отсека), определяется по формуле /19/;

tпр - предельное сопротивление грунта сдвигу, определяется по формуле /16/;

Fi - площадь подошвы i-го фундамента.

9.29 Величина силы трения от сдвигающегося грунта по боковой поверхности фундамента Nбi, определяется по формуле

N_бi = t_б.хi • F_бi, /92/

t_б.хi < t_б.пр, /93/

где t_б.хi - касательные напряжения по боковой поверхности i-го фундамента, расположенного на расстоянии х от середины здания, определяется по формуле /33/;

t_б.пр - предельное сопротивление грунта засыпки сдвигу по боковой поверхности фундамента, определяется по формуле /29/;

F_бi - площадь боковой поверхности i-го фундамента.

9.30 Величина силы лобового давления грунта, действующей на боковую поверхность i-го фундамента от воздействия горизонтальных деформаций земной поверхности, определяется по формуле

N_gi = s_gi • F_i /94/

s_gi < s_пр , /95/

где s_gi - нормальное давление грунта на боковую поверхность i-го отдельно строящего фундамента, расположенного на расстоянии х от оси здания (отсека) , определяется по формуле /З6/;

s_пр - предельное напряжение сжатия на боковую поверхность фундамента от пассивного давления грунта, определяется по формуле /41/;

F_^i - площадь боковой поверхности i-го фундамента, воспринимающей нормальное давление грунта.

9.31 Шов скольжения под отдельно стоящими фундаментами устраивается при условии

N_e > N^ш, /96/

где N_e - наибольшая сила, действующая в фундаментной связираспорке при х = 0, определяется по формуле /88/;

N^ш - усилие, действующее в фундаментной связи-распорке при устройстве шва скольжения, в сечении х = 0, определяется по формуле

N^ш= , /97/

где m - количество фундаментов на участке от середины отсека здания до конца ряда отдельно стоящих фундаментов;

- равнодействующая сил, действующих на i-ый фундамент при устройстве шва скольжения

/98/

где - величина сил трения по шву скольжения i-го фундамента, определяется по формуле

= fN, /99/

- обозначение то же, что в формуле /46/;

f - коэффициент трения по шву скольжения, принимается по табл.5;

N - нагрузка на фундамент;

- величина силы трения от сдвигающегося грунта по боковой поверхности i-го фундамента, определяется по формуле /92/, в которой значение F_бi принимается до отметки шва скольжения;

- величина силы бокового давления от сдвигающегося грунта на i-ый фундамент, определяется по формуле /94/, в которой значение F_^i принимается до отметки шва скольжения.

При удовлетворении условия /96/ с целью снижения нагрузок необходимо устройство шва скольжения; расчет связей-распорок в этом случае производится по формуле /97/ при m, соответствующем формуле /88/.

Пример расчета каркасного здания на столбчатых фундаментах.

Исходные данные

Здание прямоугольной формы в плане, каркасно-панельное, девятиэтажное, длиной L = 72 м, шириной В = 18 м, высотой 27 м. Колонны железобетонные прямоугольной формы сечением 0,12 м², высота колонн первого этажа h = 3,3 м. Фундаменты монолитные железобетонные стаканного типа. План и размеры фундаментов приведены на рис. 17. Нагрузка по подошве фундаментов, расположенных по осям А и В - 680 кН, по оси Б - 1350 кН.

Грунтовые условия и ожидаемые деформации земной поверхности те же, что в примере расчета бескаркасного здания на ленточных фундаментах.

Рис. 17. План и сечение отдельно стоящих фундаментов каркасного здания

Определение длины отсека здания

В соответствии с п. 9.24 вертикальные деформации основания каркасного здания от влияния подработки можно не учитывать, если удовлетворяется условие, определяемое по формуле /85/

f_п £ f_пp

Относительную разность осадок основания фундаментов, вызванную подработкой, определяем по формуле /9/

Предельное значение относительной разности осадок основания фундаментов каркасно-панельного здания определяем по табл.6 f_пp=0,002.

f_п = 0,0028 > f_пp = 0,002.

Условие формулы /85/ не удовлетворяется. В качестве меры защиты здания от вертикальных деформаций основания, вызванных подработкой, принимаем разрезку его на два самостоятельных отсека кратных секции здания длиной L = 36 м.

Повторно проверяем условие, определяемое формулой /85/,

f_п = 0,0014 < f_пp = 0,002, .

условие выполнено.

Определяем ширину деформационного шва, устраиваемого между отсеками здания:

на уровне подошвы фундамента по формуле /5/

=1,2·0,7·2,6·10^-3·36·10³ = 78,6 мм ;

на уровне карниза по формулам /6,7/

высота здания Н = 27 + 2,4 = 29,4 м,

a_в > 78,6 + 0,0056 • 29,4 • 10³ = 243 мм

Для принятой длины отсеков здания определяем необходимость установки связей-распорок между отдельно стоящими фундаментами каркасного здания по условию /86/

Dr £ Dпр .

Сдвижение земной поверхности происходит в направлении вдоль здания, для этих условий

Dr = 0,5 = 0,5 • 1,2 • 0,7 · 2,6 • 10^-3 · 36 • 10³ = 39 > Dпр = 0,008h = 0,008 • 3,3 • 10³ = 26 мм.

Горизонтальное перемещение основания фундаментов превосходит предельное значение, Dr > Dпр. Поэтому необходима установка связей-распорок между фундаментами в продольном направлении отсека здания.

Определение усилий в фундаментных связях-распорках

Для расчетов используется план и сечения фундаментов, представленные на рис. 17. Вначале определяем растягивающие усилия в связях-распорках, действующие в продольном направлении отсека по оси Б.

Находим значение коэффициента жесткости грунта при сдвиге по подошве фундамента по формуле /20/

в которой площадь подошвы фундамента F = 2,5 • 2,7 = 6,75 м², значение коэффициентов w_z и w_х определяем по табл. 7 в зависимости от соотношения сторон а/в = 2,5/2,7 = 0,92; w_z = 1,06; w_х = 0,50

кН/м³ .

Касательные напряжения, действующие по подошве фундаментов, расположенных по оси Б на расстоянии х от середины отсека здания, определяем по формуле /19/

при t=10 лет значение = 0.

Находим давление по подошве фундаментов, расположенных по оси Б

кН/м³ .

Предельное сопротивление сдвигу грунта по подошве фундамента рассчитываем по формуле /16/

=P tg j + C = 200 • tg 24° + 39 = 200 • 0,445 +39 = 128 кН/м².

При наибольшем значении х = 18 м проверяем условие /91/

txi £ tпр,

При х_mах = 18м tmaх = 2,03 • 18 = 36,5 < tпр = 128 кН/м².

Поэтому условие txi £ tпр удовлетворяется для всех фундаментов, расположенных по оси Б.

Силу трения, действующую по подошвам фундаментов, расположенных по оси Б на расстоянии х от середины отсека здания, определяем по формуле /90/

Nтi = txi • Fi = 2,03х (2,7 • 2,5) = 13,7х

N_т1=N_т7=13,7 • 18=247кН;

N_т2=N_т6=13,7 • 12=164кН;

N_т3=N_т5=13,7 • 6=82кН;

N_т4 = 0.

Коэффициент жесткости грунта засыпки при сдвиге по боковой поверхности фундамента определяем по формуле /30/

в которой площадь контакта грунта засыпки с боковой поверхностью фундамента F_б = 1,1 • 1,7 + 1,8 • 0,35 + 2,5 • 0,35 = 3,38 м²; при глубине засыпки h = 2,4 м средняя длина фундамента в направлении деформаций земной поверхности а = 3,38/2,4 = 1,41 м; коэффициенты w_zб и w_хб определяем по табл. 7 в зависимости от соотношения сторон а/b при b = h, a/h = 1,41/2,4 = 0,59, w_zб = 1,08, w_хб = 0,44; модуль боковой деформации грунта обратной засыпки определяем по формуле /31/ Е_з = m ; коэффициент m находим по графику рис. 4 для h = 2/3 • 2,4 = 1,6 м, m = 1,0; модуль вертикальной деформации грунта обратной засыпки принимаем по табл. 10 для грунта с плотностью 1850 кг/м³ и влажностью 20% при продолжительности эксплуатации здания до начала подработки более 10 лет, = 10 МПа; Е₃=1 • 10=10 МПа.

По табл. 9 принимаем характеристики грунта засыпки tg j₃ ⁼ 0,508 (j₃ = 27°), удельное сцепление Сз = 36 кПа; другие характеристики грунта засыпки - удельный вес g₃ = 18,5 кН/м³, m = 0,3.

кН/м³

Касательные напряжения по боковой поверхности i-го фундамента, расположенного по оси Б на расстоянии х от середины отсека здания, определяем по формуле /33/

Предельное сопротивление сдвигу грунта по боковой поверхности фундамента определяем по формуле /29/

Для х_max = 18 м t_бх = 1,16 • 18 = 21 < t_пр = 40,3 кН/м²

Следовательно, условие, определяемое формулой /93/, удовлетворяется для всех фундаментов, расположенных по оси Б.

Величину силы трения сдвигающегося грунта по боковым поверхностям фундаментов, расположенных по оси Б на расстоянии х от середины отсека здания, определяем по формуле /92/

N_бi = t_бхi • F_бi = 1,16х • 2 • 3,38 = 7,9х.

N_б1=N_б7=7,9 • 18 = 142кН;

N_б2=N_б6=7,9 • 12 = 95кН;

N_б3 = N_б5 = 7,9 • 6 = 47 кН;

N_б4=0.

Модуль боковой деформации грунта определяем по формуле /39/

Еб = n m Е₀ = 0,75 • 1,0 • 25 = 18,75 МПа .

Принимаем условную длину зоны бокового обжатия грунта по формуле /40/

Di= h_i tg(45° +^j¤₂) = 2,4 tg (45° + ^24°¤₂) = 3,7 м.

среднюю ширину пазухи между фундаментом и стенкой котлована d=0,4м.

Приведенный модуль боковой деформации грунта, учитывающий работу как грунта засыпки, так и грунта ненарушенного сложения, определяем по формуле /38/

Коэффициент жесткости бокового сжатия грунта рассчитываем по формуле /37/

Напряжения сжатия на боковой поверхности i-го отдельно стоящего фундамента, расположенного по оси Б на расстоянии х от оси отсека здания, определяем по формуле /36/

По формуле /42/,определяем значение понижающего коэффициента

Значение xi = 1,24 > 1, поэтому в расчет принимаем x=1,0.

Предельное напряжение сжатия на боковом поверхности фундамента от бокового пассивного давления грунта вычисляем по формуле /41/

s_пр = x_i [0,5 h_i g tg²(45° +^j¤₂)+ 2С tg(45° +^j¤₂)] = 1,0 [0,5·1,95·2,4 tg²(45° + ^24°¤₂)+ 2 • 39 tg(45°+ ^24°¤₂)] =176 кН/м².

Для наибольшего значения х = 18 м и проверяем условие /95/

s_gi £ s_пр .

При x_mах=18м s_gi =0,5 • (18 - 0,5 • 1,41) = 8,7 < 176 кН/м².

Условие /95/ удовлетворяется для всех фундаментов, расположенных по оси Б.

Величину сил бокового давления грунта на поверхность фундаментов, расположенных по оси Б на расстоянии х от середины отсека здания, определяем по формуле /94/

Ngi = s_gi • F_{^ i} = 0,5х • (1,3 • 1,7 + 2,0 • 0,35 + 2,7 • 0,35) = 0,5х • 3,86 = 1,9 х

N_g1 = N_g7 = 1,9 • (18 - 0,5 • 1,41) = 33 кН;

N_g2 = N_g6 = 1,9 • (12 - 0,5 • 1,41) = 22 кН;

N_g3 = N_g5 = 1,9 • (6 - 0,5 • 1,41) = 10 кН;

N_g4=0.

Равнодействующую усилий, действующих на каждый фундамент, расположенный по оси Б, определяем по формуле /89/

N₁ = N₇ = 247 + 142 + 33 = 422 кН;

N₂ = N₆ = 164 + 95 + 22 = 284 кН;

N₃ = N₅ = 82 + 47 + 10 = 139 кН;

N₄=0.

Усилия в связях распорках, расположенных между фундаментами по оси Б, определяем по формуле /88/

N_1-2 = N_6-7 = 422 кН;

N_2-3 = N_5-6 = 422 + 281 = 703 кН;

N_3-4 = N_4-6 = 422 + 281 + 139 = 842 кН.

Аналогично определяем усилия в связях-распорках, устанавливаемых между фундаментами по осям А, В. Результаты расчетов приведены в таблицах.

Определяем возможность снижения усилий в фундаментных связях-распорках при помощи устройства шва скольжения.

Выполненные расчеты показывают, что максимум усилий действует в связях-распорках, установленных по оси Б между фундаментами 3-4 и 4-5. Поэтому в выражении /96/ принимаем N_e = N_3-4 = N_4-5= 842 кН.

Шов скольжения устраиваем на уровне подошвы фундаментов из двух слоев пергамина с прослойкой щипаной слюды по бетонной подготовке. Для этих условий коэффициент трения по шву скольжения, принимаемый по табл. 5, f = 0,3. Количество фундаментов на участке от 0,5L до х равно 3, по табл. 11 определяем значение коэффициента условий работы = 0,7. Нагрузка по подошве фундаментов, расположенных по оси Б N = 1350 кН. Силу трения по шву скольжения определяем по формуле /99/

= fN = 0,7 · 0,3·1350 = 284 кН.

Так как шов скольжения устраивается по подошве фундаментов, то входящие в формулу /99/ величины

= ;

= ;

Составляем таблицу усилий, действующих на фундаменты, расположенные по оси Б, при устройстве шва скольжения.

Усилие, действующее в связи-распорке в сечении х = 0 при устройстве шва скольжения, определяем по формуле /97/

N^ш = 459 + 401 + 341 = 1201 кН.

Определяем выполнение условия /96/

Ne = 842 < N^ш = 1201 кН.

Условие /96/ не выполняется, следовательно, устройство шва скольжения не уменьшает действующих усилий.

Связи-распорки устраиваются в уровне подошвы фундаментов с заведением арматуры в фундаменты колонн.

Расчет свайных фундаментов каркасных зданий

9.32 Несущая способность свай по грунту и по материалу в каркасных зданиях рассчитывается по формулам /48, 57, 58/, в которых допускается принимать значение DN = 0.

9.33 При устройстве между отдельно стоящими свайными фундаментами связей-распорок усилия растяжения (сжатия) в сечении ростверка, расположенного на расстоянии х от середины здания, определяются по формуле

/100/

где Qir - горизонтальная опорная реакция в голове i-ой сваи, расположенной на расстоянии х от середины здания (отсека), определяется по формуле /61/;

К - количество свай, расположенных на участке от 0,5L до х.

9.34 Целесообразность устройства шва скольжения, обеспечивающего снижение усилий в связях-распорках между отдельно стоящими свайными фундаментами, определяется условием

Nc > , /101/

где Nс - наибольшее усилие в среднем сечении связи-распорки, определяется по формуле /100/ при х = 0;

- наибольшее усилие в среднем сечении связи-распорки,

при устройстве шва скольжения между ростверками и фундаментами определяется по формуле /102/ при х = 0

/102/

= + + , /103/

m - число отдельно стоящих свайных фундаментов на участке от 0,5L до х;

- сила трения по шву скольжения i-го фундамента

= f P, /104/

- коэффициент, учитывающий неодновременность сдвига ростверков по шву скольжения; принимается по табл. 11 в зависимости от числа фундаментов на участке от 0,5L

до х:

f - коэффициент трения по шву скольжения, принимается по

табл. 5;

Р - вертикальная нагрузка на ростверк i-го фундамента;

и - то же, что в формуле /98/

При устройстве шва скольжения усилия в любом сечении связираспорки, расположенном на расстоянии х от середины здания (отсека), определяются по формуле/102/.

В этом случае опорная реакция (поперечная сила) Qr и изгибающий момент М в свае от горизонтального сдвижения земной поверхности, вызванного подработкой определяются по формулам

; /105/

. /106/

В формулах /105/ и /106/:

n - число свай в ростверке под фундаментным башмаком;

M₁ и Q₁ —обозначения те же, что в формуле /70/.

Приложение 1

Определение коэффициента релаксации касательных напряжений в грунте

1. Для определения коэффициента релаксации касательных напряжений применяется сдвиговой прибор ВСВ-25 конструкции «Гидропроект», в котором установкой вкладышей между подвижной нижней и неподвижной верхней каретками создается зона свободного скашивания .образца грунта высотой 50 мм. Кроме этого, система передачи сжимающей нагрузки на образец грунта в приборе переоборудуется на рычажную с соотношением плеч 1:10. Редуктор прибора при проведении испытаний работает в режиме минимального перемещения пиноли (штока) за 1 оборот рукоятки.

2. Пробобрателем из монолита грунта вырезается образец грунта высотой 90 мм, диаметром 71 мм, который для предохранения от выветривания обворачивается двумя слоями резиновой пленки. С целью сохранения формы и подвижности образца при скашивании на расстоянии 5 мм друг от друга на него одеваются кольца толщиной 1,5 мм.

3. Установочным винтом прибора совмещается нижнее кольцо подвижной каретки с верхним кольцом неподвижной каретки.

4. В совмещенные кольца прибора устанавливается образец грунта. Установка образца грунта производится вначале в нижнее кольцо при снятой верхней каретке. Образование зазора между грунтом и рабочим кольцом не допускается. Торцы образца покрываются фильтром.

5. На образец грунта устанавливается штамп, на который через шарик посредством рычажной системы передается нормальное сжимающее напряжение а, равное давлению под подошвой фундамента проектируемого здания. Допускается принимать s = R, где R расчетное сопротивление грунта основания.

Приложение сжимающей нагрузки на образец производится по методике пп. 5.1.4.1 и 5.1.4.2 ГОСТ 12248-96.

6. После достижения образцом грунта условной стабилизации вертикальных деформаций упорным винтом снимается фиксация подвижной нижней каретки. Затем нижнему торцу образца при помощи подвижной нижней каретки прибора через динамометр ДОСМ3-02 редуктором задается горизонтальное перемещение D = 1 мм, которое уменьшением сдвигающей нагрузки на образец поддерживается постоянным в течении всего времени испытания грунта.

7. Контроль за постоянством во времени заданного перемещения D = 1 мм производится индикатором часового типа с ценой деления 0,01 мм, устанавливаемого на нижней подвижной каретке.

Уменьшение сдвигающей нагрузка, действующей на образец грунта, производится редуктором.

8. По показаниям динамометра определяются значения касательных напряжений сдвига t за время t: 0,5, 10, 15, 30 секунд, 1, 5, 10, 20, 30 минут; 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 часов и далее через сутки. Составляется таблица значений t, t, ln t.

9. Испытания грунта продолжаются до получения не менее пяти точек, начиная с первых суток, которые в координатах ln t-t располагаются по прямой линии.

10. Коэффициент релаксации касательных напряжений в грунте определяется, как тангенс угла наклона прямой, построенной в координатах ln t-t

/1/

где - разность значений натуральных логарифмов касательных напряжений за период с первых до последних суток испытания грунта,

Dt - отрезок времени за период с первых до последних суток испытания, сутки.

Значение b можно определять также по способу наименьших квадратов.

Приложение 2

Определение коэффициента релаксации напряжений сжатия в грунте

1. Коэффициент релаксации при сжатии грунта определяется на компрессионном приборе КПР-1РЭ, переоборудованном для передачи сжимающих напряжений на образец грунта при помощи редуктора от прибора ВСВ-25 и динамометра ДОСМ-3-02. Редуктор прибора при проведении испытаний работает в режиме минимального перемещения пиноли (штока) за 1 оборот рукоятки.

2. Образец грунта для испытаний вырезается рабочим кольцом в соответствии с требованием ГОСТ 5180-84. Размер образца: диаметр 87, высота 25 мм. Образование зазоров между грунтом и рабочим кольцом не допускается.

3. Образец грунта в рабочем кольце покрывается по торцам влажным фильтром и помещается в одометр компрессионного прибора.

4. На образец грунта устанавливается штамп, на который через шарик и динамометр при помощи редуктора передается сжимающее напряжение, соответствующие предварительному обжатию грунта боковым давлением

s₀ = 0,5 x · g · h , /1/

где x - коэффициент бокового давления грунта, принимаемый для песка - 0,40, супеси - 0,45, суглинка - 0,60, глины 0,80;

g - удельный вес грунта;

h - глубина заложения фундамента.

5. Предварительное обжатие грунта в соответствии с п.п.5.4.4.5 и 5.4.4.6 ГОСТ 12248-96 производится до достижения образцом грунта условной стабилизации, за которую принимается деформация не более 0,01 мм:

для глинистых грунтов за 16 ч.;

для пылеватых и мелких песков за 4 ч.

6. После предварительного обжатия образца грунта на него передается сжимающее напряжение

s = 0,5 s_п /2/

где s_п - пассивное давление грунта на боковую поверхность фундамента

s_п = 0,5 g h D² + 2 С D ; /3/

D=tg45°+ ^j/₂, /4/

j и С - угол внутреннего трения и удельное сцепление грунта. Остальные обозначения те же, что и в формуле 1.

7. Фиксируется деформация образца грунта D, соответствующая напряжению s, которая сохраняется постоянной в течение всего времени испытаний

Деформация образца грунта измеряется при помощи индикатора часового типа с ценой деления 0,001 мм. Постоянство деформации образца грунта D достигается уменьшением с течением времени при помощи редуктора напряжений сжатия образца.

8. По показаниям динамометра определяются значения напряжений сжатия s за время t: 0, 5, 10, 15, 30 секунд, 1, 5, 10, 30 минут, 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 часов и далее через сутки. Начало отсчета t = 0 соответствует моменту достижения деформацией образца грунта значения D. Составляется таблица значений t, s, ln s.

9. Испытания грунта продолжаются до получения не менее пяти точек, начиная с первых суток, которые в координатах ln s -t располагаются по прямой линии.

10. Коэффициент релаксации напряжений сжатия грунта а определяется как тангенс угла наклона прямой, построенной в координатах ln s -t

/5/

где - разность значений натуральных логарифмов напряжений сжатия за период с первых до последних суток испытания грунта;

Dt - отрезок времени за период с первых до последних суток испытания, сутки.

Значение a - можно определять также по способу наименьших квадратов.

УДК 08:622.363.2 (083.75)

КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: подрабатываемые территории, мульда сдвижения, деформация земной поверхности, скорость деформации земной поверхности, планировка и застройка территорий, бескаркасные и каркасные здания, отсек здания, деформационный шов, фундаменты ленточные и свайные, дополнительные усилия от подработки, релаксация напряжений на контакте фундаментов с подрабатываемым основанием.

Характеристики

Список файлов стандарта