Боковой отпор грунта
|
Лабораторные исследования бокового отпора грунта были проведены с тензометрическими штампами призматической и ступенчатой формы, размеры которых приведены в табл. 3.1. Вертикальную нагрузку на подошву штампов передавали с эксцентриситетом е0=0; 0,08; 0,17 и 0,25. Для измерения нормальных напряжений по подошве, а также передней и задней граням штампа установлены прямоугольные тензорезисторные мессдозы с гидравлическим преобразователем. Применяли мессдозы с номинально допустимым давлением 0 2—1,6 МПа.  В качестве грунта основания использовали песок средней крупности. Основание готовили отсыпкой грунта слоями толщиной 15—20 см с последующим уплотнением. Грунт основания имел следующие физико-механические характеристики: влажность W=0,068, плотность ρ=1,76 г/см3, плотность сухого грунта ρd=1,66 г/см3, коэффициент пористости е=0,6, удельное сцепление c=1 кПа, угол внутреннего трения φ=35°, модуль деформации E=27,5 МПа. Полученные в опытах с призматическим штампом зависимости его средних осадок s от среднего давления на основание р0 при различных относительных заглублениях λ=D/b и эксцентриситетах нагрузки е приведены на рис. 3.1» а. Из рисунка видно, что при расположении штампа на поверхности основания с ростом эксцентриситета нагрузки средняя осадка штампа увеличивается. Так, осадка штампа при р0=(0/0,3) МПа и е=0,7а была в среднем в 1,25 раза больше осадки центрально загруженного штампа, при е=0,2 а — в 1,47 раза. Отмеченное обстоятельство связано с развитием пластических деформаций в основании, особенно под наиболее нагруженным краем подошвы. В случае центрального загружения штампа развитие пластических деформаций в основании было зафиксировано мессдозами, расположенными по краям подошвы, при среднем давлении p0=0,35 МПа, в случае его внецентренного загружения (е=0,17а и 0,25а) — при р0=0,15 МПа. Кроме того, при е=0 25а сразу после приложения нагрузки происходил отрыв заднего края подошвы от грунта.  Вследствие пригрузки основания весом грунта, расположенного выше подошвы, развитие пластических деформаций ниже подошвы ограничивается. Поэтому зависимости средних осадок заглубленного штампа от нагрузки являются более пологими и средняя осадка штампа с увеличением заглубления заметно уменьшается. При внецентренном нагружении заглубленного штампа нагрузка практически не влияет на его среднюю осадку. Влияние относительного заглубления штампа на среднюю осадку можно оценить коэффициентом αs=s/s0, равным отношению средней осадки штампа при данном значении λ к средней осадке центрально нагруженного штампа на поверхности основания (табл. 3.2).  Опыты показали, что нагрузка, передаваемая на основание подошвой заглубленного штампа, меньше внешней нагрузки, т. е. часть ее воспринимается силами трения по боковой поверхности. Зависимости на рис. 3.1 показывают суммарное влияние относительного заглубления и сил трения по боковой поверхности штампа на его среднюю осадку. В опытах с заглубленным штампом было известно среднее фактическое давление по его подошве Po, которое определяли по показаниям контактных мессдоз. Это позволило оценить раздельно влияние на среднюю осадку штампа пригрузки основания весом грунта и реактивного трения. Для этого значения средней осадки, соответствующие данной ступени внешнего давления р, откладывали на оси s при фактическом давлении под подошвой штампа (кривые 1 на рис. 3.1). Эти кривые представляют собой зависимости средних осадок заглубленного штампа при отсутствии сил трения по его боковой поверхности от среднего фактического давления под подошвой штампа. Влияние пригрузки основания весом грунта, расположенного выше подошвы, на среднюю осадку штампа при изменении его относительного заглубления можно оценить коэффициентом α's, равным отношению осадки заглубленного штампа без учета сил трения по его боковой поверхности s' к осадке центрально нагруженного штампа на поверхности основания s0 (табл. 3.3).  Из табл. 3.2 и 3 3 видно, что при изменении относительного заглубления штампа λ от 0 до 2 его средняя осадка уменьшилась вследствие суммарного влияния пригрузки основания весом грунта и сил трения по боковым граням штампа в среднем в 1,3—2,3 раза, а вследствие влияния только пригрузки основания — в 1,2—1,5 раза. Снижение осадки штампа в результате действия сил трения по его боковым граням составляет 14—56 %. Зависимости крена призматического штампа от момента при различных значениях относительного заглубления и эксцентриситета нагрузки имеют нелинейный характер (см. рис. 3.1, б) во всем диапазоне нагружения. Как видно из рис. 3.1, крен незаглубленного штампа при малых значениях момента при е=0,25а больше, чем при е=0,17 а, a при больших значениях момента — наоборот. Для заглубленных штампов при фиксированном моменте с возрастанием λ крен уменьшается, что обусловлено большим средним давлением под подошвой штампа при меньших значениях эксцентриситета нагрузки.  Увеличение заглубления штампа приводит к заметному снижению его крена. Это влияние можно оценить коэффициентом αi=iλ/i0, равным отношению крена заглубленного штампа к крену штампа на поверхности основания (табл. 3.4). Из таблицы видно, что крен заглубленного штампа значительно меньше крена штампа на поверхности основания, в особенности при 1. Так, при е=0,17а и λ=1 и 2 крен штампа был меньше крена незаглубленного штампа соответственно в 3,3 и 12,8 раза, а при е=0,25а — в 3,7 и 17,2 раза.  Сравнение экспериментальных значений крена призматического штампа с расчетными по СНиП показало, что при λ=0 и е=0,17 а фактический крен штампа i хорошо согласуется с расчетным креном ic до p0≤0,15 МПа, при больших давлениях на основание он больше расчетного в 1,4—3,3 раза, При е=0,25 а и при λ=0 во всем интервале нагрузок i≥ic. При р0=0,3 МПа, е=0,17а и λ=0,5, 1 и 2 экспериментальный крен штампа меньше расчетного соответственно в 12; 2,2 и 6,7 раза, а при е=0,25 а и λ=1 и 2 — в 1,8 и 9,1 раза.  В целом результаты экспериментов показали, что глубина центра вращения внецентренно загруженного призматического штампа при среднем давлении на основание р0=0,3-0,5 МПа и λ=1 равна Z0=(0,8/0,9)D, а при λ=1,5 и 2 Z0=(0,5/0,6)D. На рис. 3.2 приведены эпюры нормальных напряжений по контактным поверхностям штампа. При расположении центрально нагруженного штампа на поверхности основания контактные напряжения по его подошве распределены практически равномерно. Форма эпюр напряжений по продольной оси подошвы на линейном участке зависимости s=f(p) при е—0,08а близка к трапециевидной, а при е=0,17а и 0,25с — к треугольной с нулевой ординатой соответственно у заднего края и на расстоянии от него, равном примерно эксцентриситету нагрузки. При заглублении штампа происходит выравнивание ординат эпюр контактных напряжений по подошве. При фиксированном значении момента с увеличением λ наибольшие краевые напряжения по подошве штампа уменьшаются и треугольная эпюра напряжений (при λ=0) трансформируется в трапециевидную (при λ=0,5 и 1). Следует отметить, что даже в случае небольшого заглубления (λ=0,5) при е=0,17а минимальные краевые напряжения по подошве штампа существенно отличаются от нуля. При λ≥1 отрыв подошвы от грунта не происходит даже при е—0,25а. Результаты измерения нормальных напряжений по подошве заглубленного штампа позволили оценить роль сил трения в суммарном сопротивлении основания (рис. 3 3). В результате действия сил трения грунта по боковой поверхности штампа уменьшается доля вертикальной нагрузки, воспринимаемая подошвой. На первых ступенях нагружения (р0=0,05/0,1 МПа) при λ≥1 силы трения рτ составляют 45—25 % внешней нагрузки. С дальнейшим ростом нагрузки доля реактивного трения в общем сопротивлении основания уменьшается. При p0=0,6 МПа подошвой воспринимается 90—95 % внешней нагрузки. Эпюры нормальных напряжений по передней и задней граням штампа имеют ломаное очертание с максимальной ординатой по передней грани штампа на глубине, равной (1/2/1/3)D. С увеличением момента положение максимальной ординаты не меняется. При фиксированном значении момента напряжения по передней грани штампа при е=0,17а больше, чем при е=0,25а. Нормальные напряжения по задней грани штампа зависят от относительного заглубления и внешней нагрузки. Так, при λ=0,5 во всем диапазоне нагрузок они были равны нулю, а при λ=1 были зафиксированы только на первых ступенях нагружения (p0=0,l/0,3 МПа), с дальнейшим ростом нагрузки они уменьшились до нуля. В результате измерения нормальных напряжений по контактным поверхностям тензометрического штампа определены значения Мi, воспринимаемые его подошвой и боковыми поверхностями при различных значениях относительного заглубления и эксцентриситета нагрузки. С увеличением относительного заглубления заметно снижается доля момента, передающегося на подошву штампа, и при е=0,17а и λ=0,5 грунт обратной засыпки воспринимает примерно 8% внешнего момента, а при λ=1 и 2 соответственно 40 и 86 % (при е=0,17а) и 41—84 % (при е=0,25а). Реактивный момент от нормальных напряжений по передней и задней граням составляет 5—46 % внешнего момента. Отношение момента, воспринимаемого подошвой штампа, к моменту, воcпринимаемому его передней и задней гранями, в значительной мере зависит от относительного заглубления. Доля реактивного момента от сил трения по боковым граням и подошве штампа при λ=1 и 2 составляет соответственно 33—45 % (при е=0,17а) и 21—41 % (при е=0,25а), т. е. трение играет существенную роль в суммарном сопротивлении основания. Опыты показали, что снижение плотности грунта обратной засыпки приводит к некоторому увеличению доли внешней нагрузки и момента, приходящихся на подошву штампа, вследствие чего средняя осадка и крен штампа возрастают. Так, среднее измеренное давление по подошве штампа при коэффициенте уплотнения =0,95 и 0,92 было соответственно в среднем на 5 и 11 % больше, чем при kc=1, а реактивный момент от неравномерного распределения напряжений по подошве — на 18 и 62%. Реактивный момент от нормальных напряжений по передней и задней граням штампа при kc=0,95 был на 18% больше, чем при kc=1, а при kc= 0,92 — на 26 % меньше. Опыты со ступенчатым штампом при одинаковой плотности основания показали, что при р0=0,1/0,4 МПа, λ=1 и 1,5 средняя осадка штампа соответственно в среднем в 1,7 и 1,9 раза, а его крен в 2,9 и 6,2 раза меньше соответствующих деформаций незаглубленного штампа. При этом установлено, что влияние относительного заглубления ступенчатого и призматического штампов на их среднюю осадку можно считать практически одинаковым и, следовательно, при небольшом выносе ступеней форма штампа мало влияет на его крен. Эпюра нормальных напряжений по передней и задней граням ступенчатого штампа аналогична эпюрам, полученным в опытах с призматическим штампом. Максимальная ордината напряжений по передней грани соответствует глубине, равной 1/3D. Напряжения по задней грани штампа были зафиксированы только при λ=1,5, при этом они были значительно меньше напряжений по передней грани. При уменьшении плотности грунта обратной засыпки значения горизонтальных давлений уменьшались. При λ=1 в эпюре по передней грани штампа наблюдался перелом на уровне верха ступени, что связано с разуплотнением грунта выше ступени, зарегистрированным мессдозами в верхней плоскости выноса ступени. Положение нулевой точки в эпюрах σx при р0=0,4 МПа и λ=1,5 показывает, что поворот штампа происходит относительно центра вращения, расположенного на уровне верха ступени (ξ=0,72), при λ=1 центр вращения штампа находился на уровне подошвы. Реактивный момент, вычисленный по измеренным нормальным напряжениям σх, при р0=0,4 МПа и λ=1 и 1,5 соответственно составил 25 и 44 % внешнего момента. Уменьшение плотности грунта обратной засыпки (изменение kc от 1 до 0,92) при λ=1,5 привело к уменьшению этого момента в 1,4 раза. Из условий равновесия получено, что реактивны момент от сил трения по боковым граням и подошве штампа при p0=3,4 МПа, kc=1 и λ=1 и 15 составил соответственно 19 и 22 % внешнего момента, а при λ=1,5 и kc=0,92 — 17%. Таким образом, проведенные исследования показали значительное влияние относительного заглубления на деформации ступенчатого штампа. Сопротивление грунта по его передней и задней граням составляет значительную долю суммарного сопротивления и возрастает с увеличением относительного заглубления. При этом происходит выравнивание эпюры контактных давлений под подошвой штампа. Полевые исследования были проведены с крупномасштабными моделями призматических и ступенчатых фундаментов (см. табл. 3.1), которые нагружали вертикальной нагрузкой с относительным эксцентриситетом e=0,17 а. Относительное заглубление фундаментов изменялось от 0 до 2. Опыты проводили на площадках № 1, 2 и 3, сложенных супесчаными грунтами. Физико-механические характеристики грунтов площадок приведены в табл. 3.5.  В опытах использовали призматические фундаменты с размером подошвы 61x82 см (площадь 0,5 м2, соотношение сторон n = 1,33) и высотой 210 см и ступенчатые фундаменты с размером подошвы 107x140 см (площадь 1,5 м2, соотношение сторон n = 1,31) и высотой 43 см. Полученные в опытах зависимости средней осадки S0 и крена i призматического фундамента от среднего давления p0 и момента M приведены на рис. 3.4 и 3.5.  Из рис. 3.4 видно, что в диапазоне нагрузок р0=0,05/0,3 МПа средняя осадка фундамента при λ=0 и е=7 в в 1,27 раза больше его средней осадки при центральной нагрузке. Это согласуется с результатами лабораторных опытов. Средние значения коэффициента αS по результатам опытов с призматическим фундаментом на площадках № 2 и 3 в случае сохранения природной плотности грунта выше и ниже его подошвы (kc=1,0) приведены в табл. 3.6. Из приведенных в табл. 3.6 данных следует, что средняя осадка фундамента в зависимости от его относительного заглубления в 1,8 3,6 раза меньше осадки фундамента на поверхности основания.  В опытах с призматическим фундаментом на площадке № 3 при плотности грунта обратной засыпки ρ'd=1,48 г/см3 (ρс = 1,48 г/см3; kc=0,93) его средняя осадка в диапазоне нагрузок Po=0,05/0,3 МПа и λ=1 и 2 была больше соответствующих осадок штампа при kc=1 в среднем на 12 и 4 %, а при p0=0,4МПа — на 46 и 11 %. Влияние относительного заглубления на осадку фундамента при разной степени уплотнения грунта обратной засыпки показывает, что его осадка при kc=0,93 и λ=1 и 2 соответственно в 1,9 и 3,4 раза меньше осадки незаглубленного фундамента. Зависимости крена незаглубленного фундамента от момента во всех опытах имеют явно выраженный криволинейный характер (см. рис. 3.5). Только при давлениях p0=0,05—0,15 МПа их можно считать линейными. При заглублении фундамента предел линейной зависимости крена от момента увеличивается. Крен заглубленного фундамента во много раз меньше крена фундамента на поверхности основания. Средние значения коэффициента αi по результатам опытов на площадке № 2 приведены в табл. 3,7, из которой видно, что крен фундамента при kc=1 и λ=1 и 2 соответственно в 7,7 и 37 раз меньше крена фундамента на поверхности основания. Еще большее влияние относительного заглубления на крен фундамента отмечено в опытах на площадках № 1 и 2. Так, на площадке № 1 крен фундамента при р0=0,1 МПа и λ=0; 1 и 2 был соответственно равен: i=24,2*10в-3; 1,2*10в-3 (ai=0,049) и 0,48*10в-3 (αi=0,021), на площадке № 2 — соответственно i=9,0*10в-3; 0,61*10в-3 (αi=0,068) и 0,3*10в-3 (αi=0,033). Проведенные опыты показали, что повышение общей сжимаемости основания приводит к увеличению влияния относительного заглубления фундамента на его крен.  Опыты на площадке № 3 выявили существенное влияние плотности грунта обратной засыпки на крен фундамента. Так, при p0=0,1 МПа, kc=0,93 и λ=1 и 2 крен призматического фундамента был соответственно в 1,7 и 1,9 раза больше его крена при kc=1. С ростом нагрузки на фундамент это различие увеличивалось. Так, при тех же значениях λ крен фундамента при p0=0,45 МПа был равен соответственно 2,0 и 2,9. Однако даже при плотности грунта обратной засыпки ρ'd= 1,48 г/см3, близкой к минимальной плотности (kc=0,93), крен фундамента в интервале нагрузок p0=0,1—0,3 МПа при λ=1 и 2 оставался меньше крена фундамента на поверхности основания соответственно в 4,3 и 18,2 раза. Во всех опытах с заглубленным призматическим фундаментом его крен при среднем давлении по подошве, равном расчетному сопротивлению грунта основания R, был значительно меньше расчетного по СНиП 2.02 01—83. Так, на площадке № 3 экспериментальный крек фундамента при λ=1 и 2 (при R=0,31 и 0,37 МПа) в случае природной плотности грунта обратной засыпки был меньше расчетного соответственно в 4,0 и 12 раз, а при kc=0,93 — в 2,6 и 5,4 раза. Увеличение заглубления ступенчатого фундамента так же, как и призматического, приводило к снижению его средней осадки и крена. Так, при изменении относительного заглубления от 1 до 1,5 средняя осадка фундамента уменьшилась в 1,5 раза, а крен — в 2,3 раза. Результаты экспериментальных исследований в полевых условиях показывают существенное влияние относительного заглубления на деформации основания призматических и ступенчатых фундаментов. Этими исследованиями в большей степени, чем лабораторными опытами, установлено влияние заглубления на осадку и крен этих фундаментов даже в тех случаях, когда грунт обратной засыпки имеет меньшую плотность и существенно большую сжимаемость, чем природный. Это влияние можно объяснить реализацией сил трения и наличием сцепления грунта по контактным поверхностям фундамента. При расположении фундамента на поверхности основания его центр вращения находился на 4—14 см ниже подошвы со стороны задней грани. По мере роста нагрузки на фундамент центр вращения понижался и удалялся от фундамента. С увеличением заглубления фундамента наблюдалось закономерное повышение центра вращения и удаление его от задней грани. Увеличение относительного заглубления приводило к увеличению расстояния от центра вращения до оси фундамента. Значения измеренных реактивных напряжений по подошве не-заглубленного призматического фундамента при е=0,17а приведены в табл. 3.8, из которой видно, что условия равновесия при λ=0 соблюдаются достаточно точно. В опытах на площадках № 1 и 2 в этом случае измеренная мессдозами нагрузка на подошву фундамента оказалась на 10—15% меньше приложенной.  При заглублении призматического фундамента происходит выравнивание эпюр контактных напряжений по подошве, в особенности по ее продольной оси. Из табл. 3.8 также видно, что с увеличением относительного заглубления доля внешней нагрузки, передающейся на подошву, снижается. Так, при среднем давлении p0=R=0,31 МПа и λ=0,62 и 1 на подошву передавалось соответственно около 89 и 79% внешней нагрузки, а при λ=2 (р0=R=0,37 МПа) — около 70 %. В этих опытах средние касательные напряжения по боковым граням фундамента, фактически соприкасающимся с грунтом, равнялись: τ = 15/17 кПа С увеличением среднего давления на основание нагрузка на подошву фундамента увеличивалась: при p0=0,6 МПа и λ=1 на подошву передавалось уже соответственно 89 % внешней нагрузки. Эксперименты показали, что при снижении плотности грунта обратной засыпки реактивное трение по боковой поверхности фундамента уменьшается и вследствие этого увеличивается доля нагрузки, передающейся на подошву. Так, при =0,93, р0=0,3 МПа и λ=1 и 2 фактическая нагрузка на основание под подошвой фундамента была соответственно на 18 и 8 % больше полученной при плотности грунта обратной засыпки, равной природной При р0=0,6 МПа и тех же значениях λ при kc=0,93 на подошву фундамента передавалось соответственно 95 и 81 % внешней нагрузки. Среднее значение касательных напряжений по боковым граням фундамента составило примерно 6 кПа. С увеличением заглубления фундаментов доля внешнего момента, передающегося на подошву, существенно уменьшается. Так, при p0=0,3 МПа, kc=1 и λ=0,62; 1 и 2 реактивный момент от неравномерного распределения нормальных напряжений по подошве призматического фундамента составлял соответственно 48; 28 и 12% внешнего момента, а при kc=0,93 и λ=1 и 2—51 и 23 %. Реактивный момент от нормальных напряжении по передней и задней граням фундамента при kc=1 и λ=0,62; 1 и 2 составил соответственно — 31; 15 и 28 % внешнею момента, а при kc=0,93 и λ=1 и 2 — 23 и 16 %. В опытах со ступенчатым фундаментом так же, как в опытах с призматическим фундаментом, сопротивление грунта обратной засыпки составляло значительную долю в суммарном сопротивлении грунта основания. Реактивный момент по подошве фундамента при среднем давлении, равном расчетному сопротивлению грунта основания, при λ=1 и 1,5 составлял соответственно 35 и 21 % внешнего момента, а реактивный момент от нормальных напряжений по передней и задней граням фундамента — соответственно 24 и 28 %; реактивный момент сил трения по боковой поверхности и подошве — соответственно 42 и 51 %. Сравнение экспериментальных и расчетных данных. Коэффициент постели основания в лабораторных и полевых опытах вычисляли по формулам:  Изменение коэффициента постели с глубиной определяли по формуле  Значения коэффициентов c0 и ci полученные в опытах с призматическими моделями фундаментов при е=0,17а и различных значениях относительного заглубления λ, приведены в табл. 3.9, из которой видно, что жесткостные характеристики основания зависят от глубины заложения фундамента и его размеров, а также вида грунта. С увеличением относительного заглубления фундамента значения с0 и ci увеличиваются примерно одинаково, а с ростом нагрузки они уменьшаются. Внецентренное приложение нагрузки приводит к снижению жест костных характеристик основания. Для штампа на поверхности основания это влияние довольно существенно, для заглубленного оно мало заметно (табл. 3.10).  В лабораторных и полевых опытах с призматическими моделями фундаментов при всех значениях А отношение сi/c0 в интервале нагрузок p0=0,1/0,5 МПа изменялось в пределах 1,4—1,6. В лабораторных опытах со ступенчатым штампом при p0=0,4 МПа и λ=0; 1 и 1,5 это отношение соответственно равнялось 1,39, 1,40 и 2,26, а в полевых при p0=0,15 МПа и λ=1 и 1,5—2,17 и 2,21. При снижении плотности грунта обратной засыпки коэффициенты c0 и ci уменьшаются, однако их отношение при постоянных значениях kc не изменяется. Следует отметить, что разброс значений ci/c0 в большой степени обусловлен точностью определения реактивного момента по подошве фундамента. Изменение коэффициента постели, характеризующего сжимаемость грунта в горизонтальном направлении, при λ=1 почти линейно увеличивается с глубиной. В опытах при λ≥1,5 такая закономерность подтверждалась лишь до глубины z= (1/3÷1/2)D. По косвенным оценкам значение коэффициента постели на сдвиг по подошве призматического фундамента при λ=1 и р0 = 0,3÷0,6 МПа в лабораторных опытах равнялось: сτ = 9,8÷15,4 кПа/м, в полевых — сτ = 1,96÷4,2 кПа/м. Отношение сτ/с0 по этим опытам составило 1,0—0,6. В целом результаты экспериментов показали, что жесткостные характеристики основания зависят от относительного заглубления, плотности грунта обратной засыпки, интенсивности и характера нагрузки. Сопротивление основания повороту и сжатию различно. Изменение коэффициента постели с глубиной условно можно считать линейным. Метод расчета бокового отпора грунта. Предлагаемый метод расчета относится к фундаментам под колонны зданий, загруженным постоянной внецентренной нагрузкой и возводимым в открытых котлованах с последующей засыпкой пазух грунтом. Расчет отдельно стоящих фундаментов, загруженных центральной вертикальной нагрузкой, горизонтальной нагрузкой и моментом в одном направлении (рис. 3.6), производят на основе расчетной модели упругого основания типа Винклера, сопротивляющегося вертикальным и горизонтальным смещениям фундамента.  Жесткость фундамента считают бесконечной большой. Для характеристики жесткости основания на сжатие используют коэффициенты: неравномерного сжатия в вертикальном направлении под подошвой фундамента сi, неравномерного сжатия в горизонтальном направлении сx и сдвига в плоскости подошвы сx. Коэффициент ci, МПа/м, определяют по формуле  Коэффициент cx принимают линейно возрастающим с глубиной  Коэффициент cx принимают равным 0,35сi. Крен заглубленного фундамента id от внецентренной нагрузки с учетом его упругого защемления в грунте определяют по формуле  а глубину z0, на которой расположен центр его поворота — по формуле  Величина А0, s0 и I0 из выражений (3.6) и (3.7) вычисляют по следующим формулам:   обозначения bj и zj см, на рис. 3 6. Крен фундаментов промышленных здании, оборудованных мостовыми и подвесными кранами, допускается определять по формуле (3,6). При этом коэффициент kλ в формуле (3.4) считают равным единице. В расчетах крена фундаментов опор открытых крановых эстакад принимают: для песков и супесей kx = 1,5, для суглинков kλ=1,2, для глин kλ=1,1. Краевые давления под подошвой фундамента при действии на него внецентренной нагрузки находят по формуле  Реактивное сопротивление грунта σx(z) по передней и задней граням фундамента определяют по формуле  Значение σx(2) используют для проверки прочности фундамента. Напряжения σx(z) не должны превышать предельных значений σx,u(z), вычисляемых по формуле  Горизонтальное перемещение верха фундамента определяют по формуле  Обратные засыпки необходимо устраивать таким образом, чтобы плотность уплотненных грунтов соответствовала коэффициенту уплотнения не менее kc=0,92 при ρ'd=1,60/1,65 г/см3. Сравнение экспериментальных значений крена заглубленных призматических фундаментов, полученных в лабораторных опытах, с расчетными значениями, полученными по предложенному методу, приведено в табл. 3.11.  Из табл. 3.11 видно, что фактический крен внецентренно загруженных фундаментов при λ≥0,5 и р0=0,1/0,4 МПа существенно меньше расчетного. Это является косвенным подтверждением наличия касательных сил сопротивления грунта по боковым поверхностям штампа, которые в предложенном методе расчета не учитываются из-за отсутствия достоверных методов их определения, в частности, из за неизученности влияния на них способа устройства фундаментов. В целом предложенный метод расчета внецентренно загруженных фундаментов с учетом их заглубления в достаточной степени согласуется с результатами экспериментальных исследований и позволяет более экономично проектировать фундаменты. Эффективность его тем выше, чем больше относительное заглубление фундаментов и выше плотность обратной засыпки. В результате выравнивания давления по подошве расход арматуры на устройство фундаментов в зависимости от их относительного заглубления снижается на 5—30 %. Из табл. 3.12 и рис. 3.7 видно, что вычисленные по формуле (3.9) значения σx(z) нигде не превышают предельных.   |
