Файл: Проектирование фундаментов под 11 этажное здание в открытом котловане.docx

7. РАСЧЕТ КОНЕЧНОЙ (СТАБИЛИЗИРОВАННОЙ) ОСАДКИ ФУНДАМЕНТОВ МЕЛКОГО ЗАЛОЖЕНИЯ

Расчет стабилизированной осадки фундаментов мелкого заложения

(ось А)

Исходные данные:

Фундамент мелкого заложения наружной стены многоэтажного панельного жилого дома имеет ширину b= 1 м, длину l = 19.5 м,

глубину заложения d=2,1 м, среднее давление под подошвой р=350.4 кПа. Инженерно-геологические условия по расчетной вертикали разреза приведены в таблице на графической схеме (приложение).

Вычисление ординат эпюры природного давления σ_zg:

σ_zgI-II= 18*0.4=7.2 кПа;

σ_zgII-III= 19.6*1.1+7.2=36.6 кПа;

σ_zgIII-IV: =36.6+20*2.8=92.6 кПа;

σ_zgIV-V: =92.6+1.8*20=128.6кПа;

σ_{zgV- VI:} γ= = =10.189кН/м³; σ=128.6+10.189*4.5=174.45кПа

σ_zgVI=σ_{zg V- VI+}σ_{zg скачка}+ γ₆*h₆=174.45+10*4.5+19.8*4.4=306.57кПа
Вычисление ординат эпюры дополнительного (осадочного) давления σ_zр от сооружения.

Под подошвой: σ_zp,0=p- σ_zg,0=350.4-49=301.4кПа;

Ниже подошвы условного фундамента σ_zp,i= σ_zp,0∙α_i ;

h_i≤0.4b=0.4∙1=0.4. Тогда в верхней части сжимаемой толщи примем шаг ξ=0.4, в нижней части-0.2 для более точного определения НГСТ (нижней границы сжимаемой толщи).

	,м	αi	σzp,I, кПа	hi,м	0.2 , кПа	слои осн-я
0	0	1	301.4	0	9.8	ИГЭ-3
0.4	0.2	0.977	294.4678	0.4	11.4	ИГЭ-3
0.8	0.4	0.881	265.5334	0.4	13	ИГЭ-3
1.2	0.6	0.755	227.557	0.4	14.6	ИГЭ-3
1.6	0.8	0.642	193.4988	0.4	16.2	ИГЭ-3
2	1	0.55	165.77	0.4	17.8	ИГЭ-3
2.18	1.09	0.5172	155.88408	0.18	18.52	ИГЭ-3
2.58	1.29	0.4514	136.05196	0.4	20.12	ИГЭ-4
2.98	1.49	0.3993	120.34902	0.4	21.59	ИГЭ-4
3.38	1.69	0.3574	107.72036	0.4	23.32	ИГЭ-4
3.78	1.89	0.3231	97.38234	0.4	24.92	ИГЭ-4
3.9925	1.99625	0.3066	92.40924	0.2125	25.72	ИГЭ-4
4.3925	2.19625	0.2805	84.5427	0.4	26.56	ИГЭ-5
4.7925	2.39625	0.258	77.7612	0.4	27.37	ИГЭ-5
5.1925	2.59625	0.2394	72.15516	0.4	28.18	ИГЭ-5
5.5925	2.79625	0.2233	67.30262	0.4	28.99	ИГЭ-5
5.9925	2.99625	0.2083	62.78162	0.4	29.8	ИГЭ-5
6.3925	3.19625	0.1962	59.13468	0.4	30.61	ИГЭ-5
6.7925	3.39625	0.1852	55.81928	0.4	31.42	ИГЭ-5
7.1925	3.59625	0.1752	52.80528	0.4	32.23	ИГЭ-5
7.5925	3.79625	0.1662	50.09268	0.4	33.04	ИГЭ-5
7.9925	3.99625	0.1582	47.68148	0.4	33.85	ИГЭ-5
8.3925	4.19625	0.1502	45.27028	0.4	34.66	ИГЭ-5
8.3981	4.19905	0.15	45.21	0.00563	43.89	ИГЭ-5
8.7981	4.39905	0.143	43.1002	0.4	45.48	ИГЭ-6

Сжимаемая толща: Н=8.615 м.


Определение деформационных характеристик и инженерно – геологических характеристик:

ИГЭ-3-песок средней крупности

Для определения деформационных показателей этого слоя было проведено штамповое испытание грунта на глубине 3 м от поверхности.

Построим кривую по результатам испытаний:

σ_zg=70.8 кПа S₁=0.486мм;

σ_zg,полн=299.44 кПа S₂=2.066 мм;

Δσ_z=299.44-70.8=228.64 кПа;

ΔS=2.066-0.486=1.58 мм;

E=ω(1-ν²)d )*27.7* =28452 кПа^-1

ИГЭ-4-суглинок твердый

Для определения деформационных показателей этого слоя было проведено компрессионное испытание образца с глубины 5м с поверхности.

Построим компрессионную кривую по данным испытаний:

Коэффициент сжимаемости:

σ_zg=110.6 кПа e₁=0.60629;

σ_zg,полн=234.745 кПа e₂=0.60218;

m_0,II= 3.31064*10^-5 кПа^-1

Относительный коэффициент сжимаемости:

m_ν,II= 2.06105*10^-5 кПа^-1

Модуль деформации:

E= 38815.16 кПа^-1

ИГЭ 5--песок средней крупности

Для определения деформационных показателей этого слоя было проведено штамповое испытание грунта на глубине 8 м от поверхности.

Построим кривую по результатам испытаний:

σ_zg=174.03 кПа S₁=1.462мм;

σ_zg,полн=242.84 кПа S₂=2.04 мм;

Δσ_z=242.84-174.03=68.81 кПа;

ΔS=2.04-1.462=0.578 мм;

E=ω(1-ν²)d )*27.7* =23407 кПа^-1

ИГЭ 6—глина полутвердая

E=35000кПа^-1

Осадка фундамента мелкого заложения (Ось А)

0.028904147 .



Рис.6. Графики испытаний для ИГЭ-3,4,5



Рис.7. Схема определения сжимаемой толщи массива грунта Ось А

Расчет стабилизированной осадки фундаментов мелкого заложения

(ось Б)

Исходные данные:

Фундамент мелкого заложения наружной стены многоэтажного кирпичного жилого дома имеет ширину b= 1.4 м, длину l = 19.5 м,

глубину заложения d=2,1 м, среднее давление под подошвой р=304 кПа. Инженерно-геологические условия по расчетной вертикали разреза приведены втаблице на графической схеме (приложение).

Вычисление ординат эпюры природного давления σ_zg:

σ_zgI-II= 18*0.4=7.2 кПа;

σ_zgII-III= 19.6*1.1+7.2=36.6 кПа;

σ_zgIII-IV: =36.6+20*2.8=92.6 кПа;

σ_zgIV-V: =92.6+1.8*20=128.6кПа;

σ_{zgV- VI:} γ= = =10.189кН/м³; σ=128.6+10.189*4.5=174.45кПа

σ_zgVI=σ_{zg V- VI+}σ_{zg скачка}+ γ₆*h₆=174.45+10*4.5+19.8*4.4=306.57кПа
Вычисление ординат эпюры дополнительного (осадочного) давления σ_zр от сооружения.

Под подошвой: σ_zp,0=p- σ_zg,0=304-49=255кПа;

Ниже подошвы условного фундамента σ_zp,i= σ_zp,0∙α_i ;

h_i≤0.4b=0.4∙1.4=0.56. Тогда в верхней части сжимаемой толщи примем шаг ξ=0.56.

	,м	αi	σzp,I, кПа	hi,м	0.2 , кПа	слои осн-я
0	0	1	255	0	9.8	ИГЭ-3
0.56	0.392	0.9386	239.343	0.56	12.04	ИГЭ-3
1.12	0.784	0.7802	198.951	0.56	14.28	ИГЭ-3
1.68	1.176	0.6236	159.018	0.56	16.52	ИГЭ-3
2.18	1.526	0.5172	131.886	0.5	18.52	ИГЭ-3
2.74	1.918	0.4286	109.293	0.56	20.76	ИГЭ-4
3.3	2.31	0.3648	93.024	0.56	23	ИГЭ-4
3.86	2.702	0.3169	80.8095	0.56	25.24	ИГЭ-4
3.9925	2.79475	0.3066	78.183	0.1325	25.72	ИГЭ-4
4.5525	3.18675	0.2716	69.258	0.56	26.88	ИГЭ-5
5.1125	3.57875	0.2432	62.016	0.56	28.02	ИГЭ-5
5.6725	3.97075	0.2203	56.1765	0.56	29.15	ИГЭ-5
6.2325	4.36275	0.201	51.255	0.56	30.28	ИГЭ-5
6.7925	4.75475	0.1852	47.226	0.56	31.42	ИГЭ-5
7.3525	5.14675	0.1716	43.758	0.56	32.55	ИГЭ-5
7.9125	5.53875	0.1598	40.749	0.56	33.69	ИГЭ-5
8.2125	5.74875	0.1538	39.219	0.3	34.3	ИГЭ-5
8.505	5.9535	0.1482	37.791	0.2925	43.89	ИГЭ-5

Сжимаемая толща: Н=8.505 м.

Определение деформационных характеристик и инженерно – геологических характеристик:

ИГЭ-3-песок средней крупности

Для определения деформационных показателей этого слоя было проведено штамповое испытание грунта на глубине 3 м от поверхности.

Построим кривую по результатам испытаний:

σ_zg=70.8 кПа S₁=0.486мм;

σ_zg,полн=264.24 кПа S₂=1.82мм;

Δσ_z=226.8-70.8=193.44 кПа;

ΔS=1.82-0.486=1.334 мм;

E=ω(1-ν²)d )*27.7* =28511 кПа^-1
ИГЭ-4-суглинок твердый

Для определения деформационных показателей этого слоя было проведено компрессионное испытание образца с глубины 5м с поверхности.

Построим компрессионную кривую по данным испытаний:

Коэффициент сжимаемости:

σ_zg=110.6 кПа e₁=0.60629;

σ_zg,полн=215.633 кПа e₂=0.60262;

m_0,II= 3.49414*10^-5 кПа^-1

Относительный коэффициент сжимаемости:

m_ν,II= 8.87491*10^-5 кПа^-1

Модуль деформации:

E= 36777 кПа^-1

ИГЭ 5--песок средней крупности

Для определения деформационных показателей этого слоя было проведено штамповое испытание грунта на глубине 8 м от поверхности.

Построим кривую по результатам испытаний:

σ_zg=174.03 кПа S₁=1.462мм;

σ_zg,полн=232.01 кПа S₂=1.949 мм;

Δσ_z=232.01-174.03=57.985 кПа;

ΔS=1.949-1.462=0.487 мм;

E=ω(1-ν²)d )*27.7* = 23410 кПа^-1



Рис.6. Графики испытаний для ИГЭ-3,4,5
Осадка фундамента мелкого заложения (Ось Б’)

0.024411684

.
Относительная разность осадок: (28.9-24)/4800= 0.001. Допустимая разность осадок составляет 0.002. Таким образом видно, что каждая из стен проходит по допустимой осадке для данного вида зданий (10см), и разность осадок проходит.



Рис.8. Схема определения сжимаемой толщи массива грунта Ось Б

1   2   3   4   5   6

---

8. ПРОЕКТИРОВАНИЕ СВАЙНОГО ФУНДАМЕНТА ПОД ВНЕШНЮЮ СТЕНУ (ОСЬ А)

Определение расчетной нагрузки, передающейся на свайный фундамент

Для расчетов по второй группе предельных состояний N₁=1.2[(268+32]=360.0 кН/пог.м;

360.0 кН - расчетная нагрузка от сооружения без учета собственного веса ростверка Q и надростверковой конструкции (стены подвала) и G-пригрузки грунтом и полом подвала на обрезах ростверка, т.к. конструкция фундамента еще не разработана.

Назначение предварительной глубины заложения ростверка и решение надростверковой конструкции

Предварительно принимаем из конструктивных соображений h_р=0.5м, получим глубину заложения ростверка:

d_р=2.5+0.2+0.5-0.9=2.3 м

2.5 м-глубина подвала;

0.9 м-уровень земли;

0.2 м-толщина пола подвала;

0.5м-высота ростверка;

Из-за достаточно глубокого подвала (2.5м), закладываем ростверковую плиту в ИГЭ-3.

Выбор вида свай, их длины и поперечного сечения

Принимаем сваю квадратного сечения 30×30 марки С30.30 3.0 м и с длиной острия 0.25м. Нижний конец сваи заглубляем в ИГЭ-4. Т.к. свая работает на центральное сжатие, то заделку в ростверк принимаем 0.1м. Рабочую длину сваи составляет расстояние от подошвы ростверка до начала заострения. Исходя из этого, рабочая длина сваи

l_св^p=3.0м-(0.25м+0.1м)=2.65м.

Определение несущей способности сваи по грунту F_d и расчетной нагрузки P_св. на одну сваю.

.- несущая способность по грунту одиночной забивной висячей сваи.

γ_сR – коэффициент условий работы грунта под нижним концом сваи, учитывающий влияние способа погружения сваи на расчетные сопротивления грунта; принимается по табл.3 СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты»; при погружении сплошных с закрытым нижним концом свай молотами γ_сR = 1,0;

R – расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи, определяемое по табл.1 СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты» в зависимости от вида грунта под нижним концом сваи и глубины погружения нижнего конца сваи; для суглинка твердого при глубине погружения нижнего конца сваи

---

Z= 4,95 м расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи будет равно R = 8775 кПа;

A – площадь опирания на грунт сваи, принимаемая по площади поперечного сечения сваи; при сечении сваи 0,3х0,3м площадь опирания на грунт сваи будет равна А = 0,09м²;

u – наружный периметр поперечного сечения сваи; при сечении сваи 0,3х0,3м наружный периметр поперечного сечения сваи будет равен u = 1.2м;

γ_сf – коэффициент условий работы грунта на боковой поверхности сваи, учитывающий влияние способа погружения сваи на расчетные сопротивления грунта; принимается по 20 табл.3 СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты»; при погружении сплошных с закрытым нижним концом свай молотами γ_сf = 1,0;

f_i – расчетное сопротивление i-го слоя грунта основания на боковой поверхности сваи, определяемое по табл.2 СНиП 2.02.03-85 «Свайные фундаменты» методом интерполяции; при определении расчетных сопротивлений грунтов на боковой поверхности сваи пласты грунтов следует расчленять на однородные слои толщиной не более 2м (рис.5);

h_i – толщина i-го слоя грунта, соприкасающегося с боковой поверхностью сваи (принимается толщины однородных слоев не более 2м

Определим расчетное сопротивление под нижним концом сваи R и расчетные сопротивления по боковой поверхности сваи f_i слоев грунта, через которые проходит свая.

Расчетное сопротивление R под нижним концом сваи для суглинка твердого при глубине погружения нижнего конца сваи от поверхности планировки

z=4.95 (м); R=8775 (кПа) ;

Сопротивление грунта f_i по боковой поверхности:

- в песке средней крупности влажном, мощностью 2.0 м (с учетом будущего расположения ростверка) z₁=2.8м f_i=46.8 кПа.

- в суглинке твердом с Y_l=-0.111<0.2 на глубине расположения середины слоя от отметки планировки DL z₂=5.2м мощностью 0.9м f_i=56.4 кПа.

Используя найденные значения R и f_i вычислим несущую способность сваи по грунту F_d

=1023.9(кН);

Расчетная нагрузка, допускаемая на сваю по грунту, составит:

=

---

(кН), где γ_k- коэффициент надежности по грунту (т.к. была вычислена, то 1.4).



Рис.9. Схема определения несущей способности сваи по грунту

Определение необходимого числа свай в свайном фундаменте, размещение их в плане, определение плановых размеров ростверка

Количество свай на 1 погонный метр фундамента определяется по формуле:



где – N₁ - расчетная нагрузка на ленточный фундамент по I группе предельных состояний = 360.0 кН/м;

P_св – расчетная нагрузка, допускаемую на сваю по грунту; P_св = кН.

α – коэффициент, зависящий от вида свайного фундамента; для ленточного фундамента под стену α = 7,5;

d – сторона сечения сваи; d = 0,3м;

d_рф – высота ростверка и фундамента, не вошедшая в расчет при определении нагрузки на ленточный фундамент по I группе предельных состояний; d_рф = 2,3 м;

γ_б – удельный вес бетона; γ_б = 24 кН/м³;

Необходимое число свай:

сваи/пог.м.

Определяем расстояние а между осями свай. Принимаем 2 сваи/пог.м.



Сваи в составе фундамента должны размещаться на расстоянии, равном (3…6)d между их осями. а=0.5 м<3d=0.9м, поэтому принимаем двухрядное расположение свай с тем, чтобы расстояние между соседними сваями одного и другого рядов составляло 0.9м, а по длине ростверка -0.5 м.

При этом расстояние С_р=

Расстояние от внешней грани вертикально нагруженной сваи до края ростверка принимается равным 0.3d+5см, но не менее 10см. Ширина ростверка:

b_p=0.75+2∙0.15+2∙0.14=1.33 м.



Рис.10. План расположения свай под ростверком стены ось А

---

Высота ростверка ленточного двухрядного фундамента должна определяться по условию продавливания его сваей. Но в нашем случае при достаточно небольшой нагрузке ростверк имеет толщину 0.5м, причем сваи четвертью площади попадают под стену, продавливание ростверка оказывается маловероятным и расчет не производится.

Поэтому, из конструктивных соображений и практики строительства, оставляем h_p=0.5м и не делаем перерасчетов.

Определение высоты ростверка из условия продавливания стеной плиты ростверка

Ростверк должен быть проверен на продавливание и изгиб. В данном случае продавливание стеной невозможно, т.к. площадь основания гипотетической пирамиды продавливания значительно больше площади межсвайного пространства.

На изгиб ростверк не просчитываем.

Принимаем высоту ростверка из конструктивных соображений h_p=0.5м.

Проверка выполнения условия расчета основания по первому предельному состоянию.

Находим фактическую нагрузку F, приходящуюся на 1 сваю, и сравниваем ее с ранее полученной расчетной нагрузкой P_cb.

,

где: нормативный вес ростверка и надростверковой конструкции (ФБС, пола подвала):

Q_p= - вес ростверка;

Вес надростверковой конструкции Q_нк( 1 пог.м стены подвала из 4 блоков ФБС 24-4-6-Т:

Q_нк= 23.04

Вес грунта на внешнем обрезе ростверка: G_гр=0.465*1*1.8*γ_ср, где γ_ср- средний удельный вес засыпки пазухи:

γ_ср= кН/м³ (из предыдущих расчетов);

G_гр=0.465*1*1.8*19.79=16.564 кН;

Пригрузка внутреннего обреза ростверка бетонным полом подвала:

G_п=0.465*0.2*1*22=2.046 кН;

Общий вес конструкций и грунта составит:

Q+G= +23.04 +16.564 +2.046 =57.61 кН;



Условие первого предельного состояния F≤P_cb

---