Оценка возможности строительства высотного каркасного здания с учетом выявленных дефектов при возведении монолитной фундаментной плиты

Моделирование напряженно-деформированного состояния свайного фундамента

С плитным ростверком высотного здания с учетом недопогружения свай

Объектом исследования является свайный фундамент с плитным ростверком в виде монолитной фундаментной плиты (МФП) толщиной 180 см высотного 25-ти этажного здания, выполненного из монолитного железобетонного каркаса. При устройстве свайного фундамента, отдельные сваи оказались недопогруженными до проектных отметок. В связи с этим, возникла необходимость установить причины недопогружения свай и определить их несущую способность с учетом уплотнения грунтов в межсвайном пространстве и под острием свай. После изучения материалов инженерно-геологических изысканий, анализа залегания, состава и физико-механических свойств грунтов, исследования свайного поля и журнала забивки свай, было выполнено моделирование напряженно-деформированного состояния свайного фундамента с плитным ростверком в ПВК MicroFe с разработкой расчетной модели системы «основание–фундамент–здание».

Ключевые слова: свайный фундамент с плитным ростверком, недопогружение свай, уплотнение грунта, моделирование, расчетная модель, расчетная схема

При устройстве свайного фундамента высотного 25-ти этажного здания, часть свай оказалась недопогруженной до проектных отметок. В этой связи возникла необходимость установить причины недопогружения свай и определить их несущую способность с учетом уплотнения грунтов в межсвайном пространстве и под острием свай.

В соответствие с поставленной задачей были изучены материалы инженерно-геологических изысканий, проанализированы условия залегания, состав и физико-механические свойства грунтов, изучены планы свайных полей и журналы забивки свай, а также материалы испытаний свай статическими вдавливающими нагрузками.

В настоящее время для решения подобных задач можно использовать контрольное бурение скважин с отбором монолитов с целью определения в лаборатории физико-механических свойств грунтов [1, 2]. Бурение скважин осуществляется между забитыми сваями. Параллельно, вблизи от пробуренных скважин, выполняется статическое зондирование грунтов. Также выполняются исследования недопогруженных свай статическими вдавливающими нагрузками.

В связи с тем, что сверху свайное поле было уже закрыто плитным ростверком, то использовать вышеперечисленные методы не представлялось возможным. Поэтому для решения поставленной задачи, потребовалось использовать моделирование напряженно-деформированного состояния свайного фундамента с плитным ростверком с разработкой расчетной модели системы «основание–фундамент–здание» с учетом количественной оценки степени уплотнения грунтов в межсвайном пространстве и под острием свай, а также уточнения несущей способности погруженных и недопогруженных свай.

Рассматриваемая площадка расположена в северо-восточной части г. Томска в пределах Томь-Яйского водораздела. На данной площадке инженерно-геологический разрез изучен до глубины 43,0 м.

Верхнюю часть разреза до глубины 6,7-7,3 слагают аллювиально-озерные суглинки мягкопластичной и тугопластичной консистенций. Ниже до глубины 19,1-19,5 м залегают супеси, которые в интервале 9,1-11,2 м содержат прослой суглинка мягкопластичного. До глубины 16,0-16,4 м супеси имеют твердую консистенцию, ниже – до глубины 19,2-19,5 м – текучую консистенцию. Далее с глубины 19,2-19,5 м и до 31,3-31,8 м залегают суглинки тугопластичные с тонкими прослоями и линзами супеси и песка мелкого. Ниже, в интервале 31,3-34,2 м залегает глина зеленовато-серого цвета полутвердой консистенции. С глубины 34,2 до 43,0 м расположены пески средние, обводненные.

В пределах разреза выделено два водоносных горизонта. Верхний водоносный горизонт залегает в интервале 16,6-19,2 м, а нижний от 34,2до 43 м и ниже. Водовмещающими слоями для верхнего водоносного горизонта являются супеси текучие, а для нижнего – пески средние водонасыщенные. Подземные воды порово-пластового типа, безнапорные. Питание их осуществляется за счет атмосферных осадков. Область разгрузки находится за пределами площадки.

Анализ изменения физико-механических свойств инженерно-геологических элементов для суглинков, супесей и глин показывает, что они имеют различную степень уплотнения, показателями которой являются плотность сухого (скелета) грунта и коэффициент пористости. Для суглинка мягкопластичного (ИГЭ-304) плотность скелета ρ_d изменяется от 1,47 до 1,66 г/см³, коэффициент пористости – от 0,63 до 0,82. Для суглинка тугопластичной консистенции (ИГЭ-303) ρ_d изменяется от 1,42 до 1,75 г/см³, коэффициент пористости – от 0,55 до 0,88. Супесь текучей консистенции (ИГЭ-406) имеет разброс значений ρ_d от 1,53 до 1,72 г/см³, коэффициента пористости – от 0,57 до 0,76. Супесь твердой консистенции (ИГЭ-401) по плотности скелета ρ_d имеет разброс значений от 1,53 до 1,91 г/см³, а по коэффициенту пористости – от 0,41 до 0,77. Для глин полутвердой консистенции (ИГЭ-202) плотность сухого грунта колеблется от 1,59 до 1,74 г/см³, а коэффициент пористости – от 0,57 до 0,65.

Как видно из приведенных минимальных и максимальных значений показателей плотности сухого грунта и коэффициента пористости, изученная толща по этим показателям не однородна и характеризуется чередованием уплотненных и недоуплотненных зон, образовавшихся в процессе формирования отложений в условиях фильтрационной (нормального оттока поровой воды) и не фильтрационной (затрудненного оттока) консолидации грунтов.

Использование методов математической статистики, при обработке частных значений показателей свойств грунтов, способствует сглаживанию и усреднению их неоднородности. Результатом такой обработки является получение нормативных и расчетных показателей для выделенных инженерно-геологических элементов. Усредненные значения показателей свойств грунтов и их расчетные значения используются при проектировании фундаментов. При этом практически не учитывается степень уплотнения грунтов в межсвайном пространстве.

При забивке свай происходит уплотнение грунта за счет внедрения в массив дополнительного объема. При этом считается, что зона уплотнения грунта вокруг сваи составляет примерно полтора ее диаметра, а за пределами зоны, уплотнение грунта незначительно и им можно пренебречь. Однако, граница зоны уплотнения грунта может достигать 6-7 диаметров свай. При забивке второй и последующих свай на расстоянии 3-4 диаметров, плотность грунтов постепенно увеличивается, что приводит к тому, что последующие сваи забиваются с большими усилиями, чем предыдущие, а в ряде случаев сваи становятся недопогруженными до проектных отметок.

Забивка свай сопровождается уплотнением грунтов, отжатием поровой воды, изменением порового пространства и ориентировки частиц грунта. В свою очередь увеличение плотности скелета и уменьшение коэффициента пористости способствует снижению первичной влажности и переходу, например, глинистых грунтов в более низкую категорию по показателю текучести (из мягкопластичной в полутвердую). При массовой забивке свай в котловане, степень уплотнения грунтов достигает максимальных значений. При этом резко уменьшается влажность грунтов и они переходят в разряд твердых или полутвердых по показателю текучести.

Для решения поставленной задачи о причинах недопогружения свай и оценке их несущей способности были использованы теоретические разработки в области теории гравитационного уплотнения горных пород [3], согласно которой масса грунта при его уплотнении остается постоянной, изменяется только его объем. Учитывая, что нормативная плотность частиц грунта ρ_s при уплотнении грунта не меняется и является его константой, то определив плотность скелета грунта после погружения свай, можно вычислить влажность, коэффициент пористости, показатель текучести и другие показатели грунта. Основные результаты расчета показателей свойств грунтов приведены в табл. 1^*.

Таблица 1

Основные физико-механические свойства грунтов до и после забивки свай

№ п/п	№ ИГЭ	Разновидность грунта	Мощ-ность слоя, м	Плот-ность скелета, г/см³	Коэффи-циент порис-тости	Показа-тель текучес-ти	Удель-ное сцепле-ние, кПА	Угол внутрен-него трения, град.	Модуль общей дефор-мации, МПа
1	304	Суглинок мягкопластичный	2,8	1,570/ 1,719	0,720/ 0,576	0,60/ <0	20,0/ 37,0	18,0/ 28,0	13,0/ 28,0
2	303	Суглинок тугопластичный	2,1	1,570/ 1,719	0,726/ 0,576	0,37/ <0	30,9/ 37,0	20,1/ 28,0	21,8/ 28,0
4	401	Супесь твердая	7,1	1,740/ 1,853	0,550/ 0,457	<0/ <0	16,8/ 21,0	26,3/ 36,0	24,7/ 36,0

Примечание. Приведены свойства – в числителе до, в знаменателе после забивки свай

Результаты определения параметров свай длиной погружения 8, 9, 10, 11 и 12 м с учетом природного состояния и с учетом уплотненного состояния грунтов даны в табл.2^*.

Таблица 2

Результаты определения параметров свай различной длины погружения

№ п/п	Способ определения	Параметры сваи, кН	Длина погружения сваи, м
№ п/п	Способ определения	Параметры сваи, кН	8	9	10	11	12
1	расчет одиночной сваи	несущая способность	1/656,57	1/715,85	1/775,13	1/834,41	664,32/ 907,19
2	расчет одиночной сваи	расчетная нагрузка	1/468,99	1/511,32	1/553,66	1/596,00	474,51/ 648,00
3	статическое зондирование	несущая способность	700	722	744	766	790
4	статическое зондирование	расчетная нагрузка	560	580	600	620	630

Примечание. Приведены результаты расчета – в числителе в природном состоянии грунтов, в знаменателе в уплотненных грунтах

___________________________________________________________________________________

^*Данные приведены из отчета проф., д.т.н. Г.Г. Щербака

Моделирование взаимодействия надземных конструкций и свайных фундаментов с грунтовым основанием, анализ распределения нагрузки между сваями в настоящее время является достаточно актуальным [4, 5,]. В качестве основного критерия рассматривается не несущая способность одиночной сваи, а деформации (осадки) здания в целом [6, 7]. По [8, 9, 10], в соответствие с результатами мониторинга высотных зданий и выполненного моделирования их напряженно-деформированного состояния, определение и распределение усилий между сваями в свайном фундаменте рекомендуется определять на основании расчетов в объемной постановке в системе «основание–фундамент–здание».

Расчетная модель, которая может наиболее полно отразить конструктивную схему здания, является одним из важнейших факторов при определении напряженно-деформированного состояния строительных конструкций и фундаментов [11, 12]. Верифицированный ПВК MicroFe [13] позволяет реализовать конечно-элементное моделирование системы «основание – фундамент – здание».

На основании выполненных исследований по изменению физико-механических характеристик грунтов в процессе забивки свай, а также полученных результатов по определению несущей способности и допустимой расчетной нагрузки на сваи различной длины, в расчетной модели ПВК MicroFe были разработаны три расчетные схемы:

– расчетная схема №1, в которой была принята фактическая длина погружения свай по данным журнала забивки свай, состояние грунтов – природное;

– расчетная схема №2, в которой использовалась фактическая длина погружения свай, состояние грунтов – природное, сваи в грунте работают по конструктивно нелинейной схеме с ограничением допускаемой расчетной нагрузки;

– расчетная схема №3, где приняты исходные данные такие же как и в расчетной схеме №2, за исключением того что вместо природного состояния грунта в межсвайном пространстве и под острием свай принято его упрочненное состояние после забивки свай.

Во всех расчетных схемах деформации грунтов и свай в грунтах – линейные.

25-этажное высотное каркасное здание размером в плане по осям 29,6 х 29,0 м высотой 79,94 м с подвалом и техническим этажом имеет систему монолитных железобетонных колонн и диафрагм жесткости, а также лифтовую шахту, являющуюся ядром жесткости каркаса. Элементы каркаса представляют собой колонны «Г-образного» и прямоугольного сечений с толщиной стенки 20 см на нижних 12-ти этажах, вышерасположенные колонны – квадратного сечения 40 х 40 см, диафрагмы жесткости и стены лифтовой шахты имеют толщину 20 см. Класс бетона элементов каркаса – В30. Несущие элементы перекрытий и покрытия – сборно-монолитные ригели по системе Рекон с жестким сопряжением с колоннами и с заполнением в пределах ячейки из сборных железобетонных многопустотных плит толщиной 220 мм.

Фундамент – плоская МФП толщиной 180 см размером в плане по осям 29,6 х 29,0 м на забивных сваях сечением 30 х 30 см с погружением в грунт от 8 до 12 м. Под МФП устроена бетонная подготовка толщиной 150 мм. Отпор под МФП отсутствует.

Геометрическая неизменяемость каркаса здания обеспечивается образованием жесткого соединения колонн с МФП, жесткого сопряжения колонн с ригелями, монолитными диафрагмами жесткости, стенами подвала и горизонтальными дисками перекрытий.

В расчетной модели железобетонные монолитные стены, стены-колонны, диафрагмы жесткости, диски перекрытий и МФП моделировались конечным элементом типа «плоский прямоугольный элемент оболочки», колонны и сваи моделировались конечным элементом типа «стержень». Грунтовое основание под ростверком принималось в виде семислойного основания из объемных конечных элементов с послойным заданием модуля деформаций и коэффициента Пуассона. Сопряжение свай с МФП принималось жестким. Конструктивная и расчетная конечно-элементная модель здания дана на рис. 1.

Расчет проводился в следующей последовательности:

1. На первом этапе в расчетной схеме №1 при фактической длине погружения свай и природном состоянии грунтов, в линейной постановке были определены продольные усилия и вертикальные перемещения свай, максимальные значения которых составили N_max^рс№1 = 642,8 кН и и f_max^рс№1 = 203,2 мм (см. рис. 2, 3), что превысило допускаемую расчетную нагрузку на сваи в природном состоянии грунта N_{р пр. гр.} = 474,5 кН и предельные осадки основания фундамента s_u^max = 150х1,2 = 180 мм. При превышении величины продольных усилий в сваях расчетного значения, скорость вертикального перемещения сваи увеличивается, она становится более податливой и практически перестает воспринимать дополнительную нагрузку, превышающую расчетную величину в системе «свая – ростверк». Таким образом, в высотных зданиях, где наибольшие продольные усилия в сваях как правило превышают расчетную нагрузку, линейный статический расчет приводит к не корректному результату [14];

а) б)

Рис. 1. Конструктивная (а) и расчетная (б) конечно-элементные модели высотного здания

2. На втором этапе, в расчетной схеме №2 вводилось ограничение по величине предельной нагрузки на сваи, равной расчетному значению N_{р пр. гр.} = 474,5 кН. В этом случае, расчет проводился с учетом конструктивной нелинейности с односторонними связями с изменяющейся жесткостью между стержневыми элементами сваи и объемными элементами грунта. Односторонние связи по контакту свай с грунтом допускают вертикальные перемещения свай только вниз. При превышении ограничения величины предельной нагрузки на сваи, меняется жесткость этих односторонних связей, после чего расчет проводится для новой схемы. В протоколе статического анализа было выполнено пять нелинейных итераций при точности 0,001. Данный подход позволяет получить более равномерные и правдоподобные продольные усилия в сваях (рис. 4). Таким образом, условие по первой группе предельных состояний в расчетной схеме №2 выполняется. В то же время в природном состоянии грунтов, условие во второй группе предельных состояний не выполняется, так как максимальные вертикальные перемещения свай f_max^рс№2 = 203,8 мм (рис. 5) превысили предельные осадки основания фундамента s_u^max = 180 мм;

Рис. 2. Продольные усилия в сваях в расчетной схеме №1

Рис. 3. Вертикальные перемещения свай в расчетной схеме №1

3. На третьем этапе, в расчетной схеме №3, в условиях уплотненного состояния грунтов в межсвайном пространстве и под острием свай, величина допускаемой расчетной нагрузки на сваи увеличилось по сравнению с природным состоянием грунтов до значения N_{р упл. гр.} = 554,0 кН. Расчет проводился также с учетом конструктивно нелинейной работы свай в грунте (рис. 6). Анализ полученных результатов показал, что в уплотненном состоянии грунтов, условие во второй группе предельных состояний выполняется, в этом случае максимальные вертикальные перемещения свай f_max^рс№3 = 165,7 мм не превысили предельные осадки основания фундамента s_u^max = 180 мм (рис. 7). Относительная разность вертикальных перемещений свайно-грунтового основания составила 0,0007, что меньше предельно допустимого значения относительной разности осадок [0,003].

Рис. 4. Продольные усилия в сваях в расчетной схеме №2

Рис. 5. Вертикальные перемещения свай в расчетной схеме №2

Таким образом, в случае учета межсвайного уплотнения грунтов и под острием свай, в расчетной схеме №3 оба предельных состояния выполняются, при этом допускаемая расчетная нагрузка на сваи увеличилась на 14,4%, а наибольшие вертикальные перемещения наоборот уменьшились на 18,7% в условиях недопогружения свай до проектной отметки.

Рис. 6. Продольные усилия в сваях в расчетной схеме №3

Рис. 7. Вертикальные перемещения свай в расчетной схеме №3

В расчетной модели контур рассматриваемого грунтового массива выходит за габариты МФП на 20 м (двойная длина свай). В расчетной схеме №3, из анализа полученных изополей вертикальных нормальных напряжений (далее напряжения) в грунте по характерным сечениям можно отметить следующее (рис. 8):

а)

б)

в)

г)

Рис. 8. В расчетной схеме №3 изополя вертикальных нормальных напряжений в грунте по сечениям: а, б, в – на уровне верха, середины и острия свай; г – в поперечных разрезах

– уровень верха свай на отм. -0.500 от низа МФП. За контуром МФП напряжения изменяются от растягивающих значений 13,29 кН/м² до сжимающих значений -5,29 кН/м². Под МФП напряжения в грунте только сжимающие, находятся в интервале значений от -5,29 до -61,04 кН/м².

– уровень середины свай. За контуром МФП напряжения только сжимающие (кроме угловых зон грунтового массива), их значения находятся в интервале от -0,78 до -54,92 кН/м². Под внешним контуром МФП на глубину до 2 м, сжимающие напряжения достигают наибольших значений и находятся в интервале от -54,92 до – 65,75 кН/м². Далее внутри грунтового массива под МФП, напряжения практически отсутствуют;

– уровень острия свай. За контуром МФП напряжения изменяются от сжимающих значений -218,96 до растягивающих значений 7,06 кН/м² по краю грунтового массива. Внутри межсвайного грунтового пространства, под внешним контуром МФП, сжимающие напряжения достигают максимальных значений и находятся в интервале от -309,37 до -444,98 кН/м². В центральной части под МФП напряжения в грунте уменьшаются и находятся в интервале от -218,96 до – 309,37 кН/м².

Наличие растягивающих напряжений в грунте можно объяснить тем, что в расчетной модели при решении задачи теории упругости, объем грунта не меняется, следовательно, если есть сжимающие деформации, то будут и растягивающие деформации, которые вызывают соответствующие напряжения.

По нормам проектирования свайных фундаментов, расчетное сопротивление супесей под нижним концом забиваемых свай на глубине 10 м составляет R=1500 кН/м². Так как наибольшие напряжения в грунте меньше расчетного сопротивления R=1500 кН/м², то деформирование грунтов в расчетной модели можно принимать линейным.

Анализ результатов вертикальных перемещений грунтов в основании высотного здания по трем характерным сечениям – уровень верха свай на отм. -0.500 от низа МФП, уровень середины свай, уровень острия свай – показал следующее (рис. 9):

– за внешним контуром грунтового массива диаметром ≈70 м возникают вертикальные перемещения: от положительных значений 2,48 – 3,99 мм (подъем вверх) по периферии до отрицательных значений (осадка) -8,83 – -10,28 мм ближе к центру;

– наибольшие вертикальные перемещения появляются в центральной части под МФП и равны -111,42 – -124,21 мм с незначительным уменьшением в направлении внешнего контура под МФП со значениями -98,63 – -111,42 мм.

Максимальные значения вертикальных перемещений грунтового массива в основании высотного здания составляют 124,21 мм и не превышают предельное значение деформации основания фундаментов для рассматриваемого типа зданий – [180 мм].

Основные выводы

1. При устройстве свайного фундамента с плитным ростверком 25-ти этажного высотного здания, отдельные сваи длиной 12 м оказались недопогруженными до проектных отметок.

2. В связи с тем, что сверху свайное поле было уже закрыто плитным ростверком, то потребовалось выполнить моделирование напряженно-деформированного состояния свайного фундамента с плитным ростверком в системе «основание–фундамент–здание», с учетом количественной оценки степени уплотнения грунтов в межсвайном пространстве и под острием свай, а также с учетом уточнения несущей способности погруженных и недопогруженных свай.

а)

б)

в)

г)

Рис. 9. В расчетной схеме №3 изополя вертикальных перемещений в грунте по сечениям:

а, б, в – на уровне верха, середины и острия свай; г – в поперечных разрезах

Расчетным путем установлено, что при фактической длине погружения свай и природном состоянии грунтов, продольные усилия и вертикальные перемещения свай превысили допускаемую расчетную нагрузку на сваи и предельные осадки основания фундамента.

4. В условиях уплотненного состояния грунтов в межсвайном пространстве и под острием свай, при фактической глубине погружения свай для свайного фундамента с плитным ростверком условия по первой и по второй группам предельных состояний выполняются.

5. В случае, когда максимальные напряжения на уровне острия свай не превышают расчетного сопротивления уплотненной супеси, залегающей на этом же уровне, то расчеты допускается выполнять в линейной постановке.

Оценка возможности строительства высотного каркасного здания с учетом выявленных дефектов при возведении монолитной фундаментной плиты

Объектом исследования является железобетонная монолитная фундаментная плита (МФП) толщиной 180 см на свайном основании 25-ти этажного высотного каркасного здания из монолитного железобетона. Устройство МФП выполнялось способом непрерывного бетонирования в зимний период с использованием технологии прогрева бетонной смеси. При выполнении бетонных работ была частично нарушена технология производства работ. Инструментальное обследование МФП проводилось с использованием неразрушающих методов контроля, а также путем отбора вертикальных кернов. Моделирование напряженно-деформированного состояния (НДС) высотного каркасного здания выполнено в ПВК MicroFe с разработкой расчетной модели системы «основание–фундамент–здание», в которой МФП рассматривалась как слоистая плита с фактическим классом бетона в каждом слое.

Ключевые слова: инструментальное обследование, монолитная фундаментная плита, свайное основание, расчетная модель, слоистая плита, нелинейный материал, класс бетона

При монтаже зданий и сооружений, их техническое состояние во многом зависит от качества выполнения работ при устройстве нулевого цикла. Устройство МФП толщиной 180 мм по бетонной подготовке на свайном основании выполнялось способом непрерывного бетонирования в зимний период. При выполнении бетонных работ была частично нарушена технология производства работ, что сказалось на качестве устройства фундамента, поэтому дальнейшее строительство здания пришлось остановить.

При наступлении положительных температур было проведено комплексное обследование МФП по выявлению дефектов с целью принятия решения по дальнейшему ее использованию. При обследовании МФП для определения внутренних дефектов и повреждений в виде пустот и раковин, негативно влияющих на ее техническое состояние, был использован ультразвуковой низкочастотный дефектоскоп «А1040М Полигон». Также при обследовании было отобрано пять вертикальных кернов с помощью установки алмазного бурения и определены прочностные показатели бетона плиты по ее толщине. Установлено, что нарушение технологии производства работ при зимнем бетонировании МФП привело к снижению прочностных характеристик бетона, а также к образованию дефектов в нижних слоях МФП на отдельных ее участках в виде отслоения нижнего защитного слоя бетона и оголения рабочей арматуры (рис. 1). Фактическая прочность бетона плиты соответствовала классу бетона от В12,5 до В25 (при проектном классе бетона В25). Пониженные показатели прочности бетона наблюдались в нижних участках МФП.

Рис. 1. Фрагмент края нижней части МФП с оголением арматуры нижнего слоя

Расчетная модель, которая может наиболее полно отразить конструктивную схему здания, является одним из важнейших факторов при определении напряженно-деформированного состояния строительных конструкций и фундаментов [1, 2]. Верифицированный ПВК MicroFe [3] позволяет реализовать конечно-элементное моделирование системы «основание – фундамент – здание».

При моделировании фундаментной плиты [4], в том числе и на свайном основании [5, 6], большое значение имеет размерность конечно-элементной сетки, учет физической нелинейности работы ее материалов и оценка погрешности при вычислении внутренних усилий при использовании теории тонких плит, где эффект объемного напряженного состояния может не учитываться.

При построении расчетной модели «основание–фундамент–здание» размерность решаемой задачи может быть достаточно большой [7, 8]. Для уменьшения этого явления используется детализация конечно-элементной схемы, в которой МФП моделировалась из мелкой конечно-элементной сетки размером 0,125х0,125 м, а остальная часть здания – на более крупной конечно-элементной сетке размером 0,5х0,5 м. В конечно-элементные размеры сетки МФП должны вписываться размеры свай снизу, колонны-стены, стены ядра и диафрагм жесткости подвала сверху.

О влиянии размеров конечно-элементной сетки в МФП на НДС сопряженных с ней конструкций [9, 10]. Рассмотрены следующие размеры конечно-элементной сетки МФП: 0,5х0,5 м; 0,25х0,25 м; 0,125х0,125 м. На примере свай оказалось, что при сетке размером 0,5х0,5 м наибольшее усилие в свае составило N_0,5х0,5 = 661,4 кН, при сетке размером 0,25х0,25 м – N_0,25х0,25 = 626,9 кН, при сетке размером 0,125х0,125 м – N_0,125х0,125 = 585,3 кН. Таким образом, с увеличением густоты конечно-элементной сетки МФП, уменьшаются усилия в сваях, снижается погрешность их вычисления, в нашем случае до 11,5%. При этом перемещения МФП увеличились на 1,3% из-за сгущения конечно-элементной сетки.

При использовании мелкой конечно-элементной сетки в МФП, на сглаживание концентраций усилий в узлах конструктивных элементов влияют в основном два фактора:

– учет физической нелинейности материалов МФП приводит к уменьшению в ней внутренних усилий и незначительному увеличению перемещений;

– следует использовать процедуру по осреднению усилий в конечных элементах, в результате чего конструктивный расчет осуществляется не по максимальным, а по осредненным значениям усилий в конечном элементе.

Об учете массивности МФП. Фундаментная плита при отношении толщины к длине h/l = 1/17 < [1/5] может быть отнесена к категории тонких плит, где эффект объемного напряженного состояния может не учитываться [4]. Тем не менее, в зонах стыков МФП сверху с колоннами и с диафрагмами жесткости в большей степени и снизу со сваями в меньшей степени, возникают максимальные усилия, по которым ведется подбор арматуры. В этих сингулярных зонах теория тонких пластин приводит к определенной погрешности.

Фундамент – плоская МФП толщиной 180 см размером в плане по осям 29,6 х 29,0 м на забивных сваях сечением 30 х 30 см длиной 12 м, с погружением в грунт от 8 до 12 м. Под МФП устроена бетонная подготовка толщиной 150 мм. Отпор под МФП отсутствует.

Рассматриваемая площадка строительства высотного здания расположена в северо-восточной части г. Томска в пределах Томь-Яйского водораздела. На данной площадке инженерно-геологический разрез изучен до глубины 43,0 м (рис. 1).

Верхнюю часть разреза до глубины 6,7-7,3 м слагают аллювиально-озерные суглинки мягкопластичной (ИГЭ-304) и тугопластичной (ИГЭ-303) консистенций. Ниже до глубины 19,1-19,5 м залегают супеси, которые в интервале 9,1-11,2 м содержат прослой суглинка мягкопластичного. До глубины 16,0-16,4 м супеси имеют твердую (ИГЭ-401) консистенцию, а ниже – до глубины 19,1-19,5 м – текучую (ИГЭ-406) консистенцию. Далее с глубины 19,2-19,5 м и до 31,3-31,8 м залегают суглинки тугопластичные (ИГЭ-303) с тонкими прослоями и линзами супеси и песка мелкого. Ниже, в интервале 31,3-34,2 м залегает глина зеленовато-серого цвета полутвердой (ИГЭ-202) консистенции. С глубины 34,2 до 43,0 м расположены пески средние, обводненные.

В процессе устройства свайного фундамента часть свай оказалась недопогруженной до проектных отметок. При забивке свай происходит уплотнение грунта за счет внедрения в массив дополнительного объема [11]. Забивка свай сопровождается уплотнением грунтов, отжатием поровой воды, изменением порового пространства и ориентировки частиц грунта. В свою очередь увеличение плотности скелета и уменьшение коэффициента пористости способствует снижению первичной влажности. При массовой забивке свай в котловане, степень уплотнения грунтов достигает своих максимальных значений. При этом резко уменьшается влажность грунтов и они переходят в разряд твердых или полутвердых по показателю текучести. Основные результаты расчета показателей свойств грунтов, полученные автором [11], приведены в таблице^*.

Рис. 1. Инженерно-геологический разрез

Таблица

Основные физико-механические свойства грунтов до и после забивки свай

№ п/п	№ ИГЭ	Разновидность грунта	Мощ-ность слоя, м	Плот-ность скелета, г/см³	Коэффи-циент порис-тости	Показа-тель текучес-ти	Удель-ное сцепле-ние, кПА	Угол внутрен-него трения, град.	Модуль общей дефор-мации, МПа
1	304	Суглинок мягкопластичный	2,8	1,570/ 1,719	0,720/ 0,576	0,60/ <0	20,0/ 37,0	18,0/ 28,0	13,0/ 28,0
2	303	Суглинок тугопластичный	2,1	1,570/ 1,719	0,726/ 0,576	0,37/ <0	30,9/ 37,0	20,1/ 28,0	21,8/ 28,0
3	401	Супесь твердая	7,1	1,740/ 1,853	0,550/ 0,457	<0/ <0	16,8/ 21,0	26,3/ 36,0	24,7/ 36,0

Примечание. Приведены свойства – в числителе до, в знаменателе после забивки свай

В расчетной модели железобетонные монолитные стены, диафрагмы жесткости, диски перекрытий и МФП моделировались конечным элементом типа «плоский прямоугольный элемент оболочки», колонны и сваи моделировались конечным элементом типа «стержень». Грунтовое основание под ростверком принималось в виде семислойного основания из объемных конечных элементов с послойным заданием модуля деформаций и коэффициента Пуассона. Сопряжение свай с МФП принималось шарнирным.

В железобетонных конструкциях каркаса материал рассматривался как линейный изотропный. В МФП материал принимался как нелинейный слоистый. В расчетной модели были разработаны две расчетные схемы:

– расчетная схема №1, в которой МФП высотой 180 см принята в виде 12-ти слойного материала по фактическому его состоянию, определенному по результатам обследования. В двух нижних слоях бетона толщиной 40 мм каждый, расположенных над и под нижней арматурой, принят класс бетона В12,5, в вышерасположенных шести слоях – класс бетона В25. Верхняя и нижняя арматура состоит из двух слоев каждая, стержни – Ø25А500С/200;

– расчетная схема №2, где МФП высотой 280 см принята в виде 11-ти слойного материала, нарощенная сверху монолитной железобетонной плитой высотой 100 см из бетона класса В25 с двумя слоями верхней и нижней арматуры – стержни Ø25А500С/200. Существующая МФП принята в виде нижней двухслойной конструкции со следующими характеристиками бетона: верхний слой высотой 167 см – класс бетона В25; нижний слой бетона высотой 13 см – класс бетона В12,5. Существующая арматура в МФП в расчет не принималась, так как в плите можно учитывать работу только верхней и нижней арматуры.

В каждой расчетной схеме слои МФП имеют нелинейные свойства, определяемые диаграммами – кубической для бетона и упруго-пластической для арматуры.

Конструктивная и расчетная конечно-элементная модель здания приведена на рис. 2.

а) б)

Рис. 2. Конструктивная (а) и расчетная (б) конечно-элементная модель здания

Расчет проводился в следующей последовательности:

1. На первом этапе в расчетной схеме №1 было определено необходимое расчетное армирование существующей МФП, которое составило следующие значения (рис. 3):

– верхняя горизонтальная Ø16А500С/200 без дополнительной локальной арматуры;

– верхняя вертикальная Ø16А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø18А500С/200;

– нижняя горизонтальная Ø25А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø14А500С/200;

– нижняя вертикальная Ø25А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø14А500С/200;

– поперечная под вертикальными элементами каркаса – 20,12 см²/м².

Проектное армирование включало в себя следующие показатели:

– верхняя горизонтальная и вертикальная Ø25А500С/200 без дополнительной локальной арматуры;

– нижняя горизонтальная Ø25А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø20А500С/200;

– нижняя вертикальная Ø25А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø14А500С/200;

– поперечной арматурой являются выпуски из МФП Ø20А500С/200.

Сравнение расчетного армирования МФП с проектными значениями показало в целом их общее совпадение;

1. На втором этапе в расчетной схеме №2 было также определено необходимое расчетное армирование в нарощенной части МФП, которое составило следующие значения (рис. 4):

– верхняя горизонтальная и вертикальная Ø16А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø12А500С/200;

– нижняя горизонтальная и вертикальная Ø25А500С/200 с дополнительной локальной арматурой Ø25А500С/200;

– поперечная под вертикальными элементами каркаса – 11,23 см²/м².

Анализ результатов вертикальных перемещений МФП в расчетных схемах №1 и 2, с учетом фактической глубины погружения свай, а также с учетом уплотнения грунта в межсвайном пространстве и под острием свай, показал, что максимальные значения вертикальных перемещений составляют (рис. 5): 163,1 мм в расчетной схеме №1 и 170,7 мм в расчетной схеме №2, и не превышают предельное значение допустимых деформаций основания фундаментов для рассматриваемого типа зданий – [180 мм]. В обоих случаях относительная разность вертикальных перемещений МФП составила в среднем 0,0006, что меньше предельно допустимого значения относительной разности осадок [0,003].

Таким образом, предложенное техническое решение по усилению существующей МФП путем ее железобетонного наращивания сверху, выполненное моделирование напряженно-деформированного состояния железобетонного каркаса на свайном фундаменте с плитным ростверком в системе «основание – фундамент – здание», анализ полученных результатов позволили сделать вывод о том, что при реализации предложенного технического решения условия по первой и второй группам предельных состояний будут выполнены.

а)