Расчет и проектирование оснований и фундаментов промышленных зданий

Пояснительная записка к курсовому проекту

Расчет и проектирование оснований и фундаментов промышленных зданий

1. Исходные данные

Рассчитываем и проектируем основание и фундаменты одноэтажного однопролетного промышленного здания. Габаритные параметры и характеристика условий строительства приводятся в таблице 1.

фундамент свайный инженерный строительство Параметры здания

Габаритные схемы поперечного разреза и плана здания показаны на рис. 1.

Металлические колонны основного каркаса имеют шарнирное сопряжение со стальными фермами, шаг колонн каркаса 12 м. Шаг стальных стоек торцевого фахверка 6 м.

Инженерно-геологические условия площадки строительства установлены бурением 4 скважин на глубину 20 м (таблица 2). Подземные воды во всех скважинах распложены на глубине 0,9 м. от отметки природного рельефа NL. Исходные показатели физико-механических свойств грунтов приведены в таблице 3.

Инженерно-геологические условия площадки

Исходные показатели физико-механических свойств грунтов

Данные химического анализа подземных вод по агрессивности представлены в таблице.

Химический анализ воды

2. Определение нагрузок действующих на фундаменты

Расчет нормативных значений усилий на уровне обреза фундаментов от нагрузок, воспринимаемых рамой каркаса: постоянной, снеговой, ветровой и крановой выполнен на ЭВМ. Наиболее нагруженным является фундамент по оси К, нормативные значения усилий для этих фундаментов приведены в таблице 5.

Значения нормативных усилий на уровне обреза фундаментов по оси К

Значения расчетных усилий на уровне обреза фундаментов по оси A.

В сочетаниях участвуют только постоянные и кратковременные нагрузки.

Тогда для основного сочетания C_m:

N_n = 908.1+0.9*231.1 = 1116.1 кН

M_n = 326,8+1*48,4+0,9*185,6+0,7*96,8 = 610 кН*м

Q_n = 52,1+1*46,4+0,9*32,1 = 127,4 кН Для расчётов по деформациям (с коэффициентом надёжности по нагрузке г_f = 1):

Ncol = Nn*г_f = 1116.1 кН

Mcol = M_n* г_f = 610 кН*м

Qcol = Q_n * г_f = 127,4 кН Для расчётов по несущей способности (с коэффициентом надёжности по нагрузке г_f = 1,2):

Ncol = Nn*г_f =1339,3 кН

Mcol = M_n* г_f =732 кН*м

Qcol = Q_n * г_f =152,9 кН

3. Оценка инженерно-геологических и гидрологических условий площадки строительства

Планово-высотная привязка здания на площадке строительства приведена на рис. 2 Инженерно-геологические разрезы, построенные по заданным скважинам, показаны на рис. 3 и 4.

Вычисляем необходимые показатели свойств и состояния грунтов по приведенным в таблице 3 исходными данными. Результаты приведены в таблице 7.

Рис. 1. Схема планово-высотной привязки здания

1−1

Рис. 2 Инженерно-геологический разрез Показатели свойств и состояния грунтов (вычисляемые)

Степень влажности

S_r = Wr_s/(er_w),

где r_w = 1 т/м³ — плотность воды;

Число пластичности

I_p = W_L — W_р;

Плотность сухого грунта

r_d—=—r_n /(1 + 0,01W);

Пористость

n = (1 — r_d—/r_s)100%;

Коэффициент пористости

e = n/(100 — n);

Показатель текучести

I_L = (W — W_р)/(W_L — W_р);

Расчетные значения удельного веса и удельного веса частиц:

g_I—=—r_Ig—g_II—=—r_IIg—g_s—=—r_sg;

Удельный вес суглинка, расположенного ниже УПВ, с учетом взвешивающего действия воды:

g_sb—=—(g_s—-g_w)/(1+e),

где g_w = 10 кН/м³ — удельный вес воды.

Слой 2 — Суглинок

Число пластичности:

I_Р=W_L-W_Р = 13%

Плотность сухого грунта:

_d=_n/(1+0,01W)=1,57 т/м³

Пористость и коэффициент пористости:

n=(1-_d /_s)x100=42.1%

e=n/(100 — n)=0,73

Степень влажности:

S_г =W_s /e_w =9,1%

где _w =1 т/м³ плотность воды.

Показатель текучести:

I_L =(W — W_Р)/(W_L — W_Р)=0,55

Расчетные значения удельного веса и удельного веса частиц:

_I=_Ig=18,6 kH/ м³

_II=_IIg=18,84 kH/ м³

_S=_Sg=26,6 kH/ м³

Удельный вес суглинка, расположенного ниже УПВ, с учётом взвешивающего действия воды:

г _sb2 = (г _s2-г_w)/1+e₂ = (26,6−10)/1,73=9,6 кН/м³

где _W =10 кН/ м³ — удельный вес воды.

Для определения условного расчетного сопротивления грунта примем условные размеры фундамента d₁ = d_усл =2 м и b_усл = 1 м и установим в зависимости от заданных геологических условий и конструктквкых особенкостей здакия коэффициенты _{с1, с2}, k, М М_q, и М_с. Коэффициенты _с1 и _с2 принимаем по табл. 5.4 СП 22.13 330.2011: для суглинка мягкопластичого (0,50L<0,75) _с1=1,2; для здания с гибкой конструктивной схемой _с2=1. Коэффициент k=1 принимаем по указаниям п. 5.6.7 СП 22.13 330.2011. Для _II = 18° по табл. 5.5 СП 22.13 330.2011 имеем М_г = 0,56; М_q = 3,24; М_с =5,84.

Удельный вес грунта выше подошвы условного фундамента до глубины d_w принимаем без учета взвешивающего действия воды _II =18,3 кН/м³, а ниже УПВ, т. е. в пределах глубины d = d_усл — d_w и ниже подошвы фундамента, принимаем _Sb =9,3 кН/м³.

Вычисляем условно расчетное сопротивление:

R²_усл =(_с1¹ _с2)/ k{М_г¹ k_z b_{усл Sb}¹ + М_q¹ [d_wII¹+(2 — d_w) _Sb¹] +М_c¹ c_II¹ }=(1,2×1)/1 {0,56x1x1x9,3+3,24 [0,75×18,3+(2−0,75) x9,3]+5,84×22}=197 кПа.

Слой 3 - Суглинок.

Число пластичности:

I_Р=W_L-W_Р = 2,9%

Плотность сухого грунта:

_d=_n/(1+0,01W)= 1,42т/м³

Пористость и коэффициент пористости:

n=(1-_d /_s)x100=47,8%

e=n/(100 — n)=0,92

Степень влажности:

S_г =W_s /e_w =73%

Показатель текучести:

I_L =(W — W_Р)/(W_L — W_Р)=0,9

Расчетные значения удельного веса и удельного веса частиц:

_I=_Ig=16,87 kH/ м³

_II=_IIg=17,1 kH/ м³

_S=_Sg=26,7 kH/ м³

Удельный вес глины, расположенной ниже УПВ, с учётом взвешивающего действия воды:

г _sb3 = (г _s3-г_w)/1+e₃ = (226,7−10)/1,92=8,7 кН/м³

где _W =10 кН/ м³ — удельный вес воды.

Коэффициенты _с1 и _с2 принимаем по табл. 5.4 СП 22.13 330.2011: для глины текучепластичном (I_L>0,75) _с1=1,1; для здания с гибкой конструктивной схемой _с2=1. Коэффициент k=1 принимаем по указаниям п. 5.6.7 СП 22.13 330.2011. Для _II = 8° по табл. 5.5 СП 22.13 330.2011 имеем М_г = 0,14; М_q = 1,55; М_с =3,93.

Удельный вес грунта выше подошвы условного фундамента до глубины d_w принимаем без учета взвешивающего действия воды _II =17,7 кН/м³, а ниже УПВ, т. е. в пределах глубины d = h_I — d_w и ниже подошвы фундамента, принимаем _Sb =8,24 кН/м³, h_I =4,68 м Вычисляем условно расчетное сопротивление:

R³_усл =(_с1² _с2)/ k{М_г² k_z b_{усл Sb}² + М_q [d_wII¹+(h_I — d_w) _Sb¹] +М_c² c_II² }=(1,1×1)/1 {0,14x1x1x8,24+1,55 [0,75×18,3 +(4,68−0,75) x9,3]+3,93×30}= 263 кПа.

Слой 4 - суглинок

Число пластичности:

I_Р=W_L-W_Р

Плотность сухого грунта:

_d=_n/(1+0,01W)= 1,75/м³

Пористость и коэффициент пористости:

n=(1-_d /_s)x100=35%

e=n/(100 — n)=0,54

Степень влажности:

S_г =W_s /e_w =89%

Расчетные значения удельного веса и удельного веса частиц:

_I=_Ig=19,7 kH/ м³

_II=_IIg=20,01kH/ м³

_S=_Sg=26,4 kH/ м³

Удельный вес суглинка, расположенного ниже УПВ, с учётом взвешивающего действия воды:

г _sb4 = (г _s4-г_w)/1+e₄ =(26,4−10)/1,54=10,65 кН/м³

где _W =10 кН/ м³ — удельный вес воды.

Коэффициенты _с1 и _с2 принимаем по табл. 5.4 СП 22.13 330.2011: для суглинка полутвердого (0L<0,25) _с1=1,25; для здания с гибкой конструктивной схемой _с2=1. Коэффициент k=1 принимаем по указаниям п. 5.6.7 СП 22.13 330.2011. Для _II = 8° по табл. 5.5 СП 22.13 330.2011 имеем М_г = 0,84; М_q = 4,37; М_с =6,90.

Удельный вес грунта выше подошвы условного фундамента до глубины d_w принимаем без учета взвешивающего действия воды _II =17,9 кН/м³, а ниже УПВ, т. е. в пределах глубины d = h₂ — d_w и ниже подошвы фундамента, принимаем _Sb =9,01 кН/м³, h₂=1,29 м

Вычисляем условно расчетное сопротивление:

R⁴_усл =(_с1³ _с2)/ k{М_г³ k_z b_{усл Sb}³ + М_q³ [d_wII¹+(h₁ — d_w) _Sb¹ + h_2Sb²] +М_c³ c_II³ }=(1,25×1)/1 {0,84x1x1x9,01+4,37 [0,75×18,3+(4,68−0,75) х9,3+1,29×8,75]+6,9×26}= 290 кПа.

Заключение

В целом площадка пригодна для возведения здания. Рельеф площадки спокойный с уклоном в сторону скважин 2,3 и 4. Грунты имеют слоистое напластование, с выдержанным залеганием пластов. Все грунты имеют достаточную прочность, невысокую сжимаемость и могут быть использованы в качестве оснований в природном состоянии. Грунтовые воды расположены на небольшой глубине, что значительно ухудшает условия устройства фундаментов: при заглублении фундаментов более 0,9 м необходимо водопонижение; возможность открытого водоотлива из котлованов, разработанных в суглинке, должна быть обоснована проверкой устойчивости дна котлована (прорыв грунтовых вод со стороны слоя суглинка); суглинок, залегающий в зоне промерзания, в соответствии с табл. 5.3 СП 22.13 330.2011 является пучинистым грунтом, поэтому глубина заложения фундаментов наружных колонн здания должна быть принята не менее расчетной глубины промерзания супеси. При производстве работ в зимнее время необходимо предохранение основания от промерзания.

Целесообразно рассмотреть следующие возможные варианты фундаментов и оснований:

1) фундамент мелкого заложения на естественном основании — суглинке;

2) фундамент на распределительной песчаной подушке (может быть достигнуто уменьшение размеров подошвы фундаментов и расчетных осадок основания);

3) свайный фундамент из забивных висячих свай; несущим слоем для свай может служить суглинок полутвердый (слой 4).

Следует предусмотреть срезку и использование почвенно-растительного слоя при благоустройстве и озеленении застраиваемого участка (п. 4.19 СП 22.13 330.2011).

4. Расчет и проектирование варианта фундамента на естественном основании

Проектируется монолитный фундамент мелкого заложения на естественном основании по серии 1.412−2/77 под колонну, расположенную по осям К-5, для исходных данных, приведенных выше.

Определение глубины заложения фундамента

Первый фактор — учет глубины сезонного промерзания грунта. Грунты основания пучинистые, поэтому глубина заложения фундамента d от отметки планировки DL должна быть не менее расчетной глубины промерзания. Для t^вн = 5 и грунта основания, представленного суглинком, по 5.5.3, 5.5.4 СП 22.13 330.2011:

d d_f = K_hd_fn = K_hd₀ = 0,90,23 = 1,5 м.

Коэффициент K_h = 0,9 принят как уточненный при последующем расчете в соответствии с указаниями примечания к табл. 5.2 СП 22.13 330.2011 (расстояние от внешней грани стены до края фундамента a_f = 1,1 м > 0,5 м).

Второй фактор — учет конструктивных особенностей здания. Для заданных размеров сечения стальной колонны 1000×500 мм и необходимой глубины ее заделки (700 мм), минимальный размер высоты фундамента H_ф = l_ап+0,1=1,2+0,1=1,3 м, где l_ап — длина анкерующих стержней. Принимаем H_ф=1,5 м. Таким образом, по второму фактору требуется d = 1,5 + 0,7−0,15 = 2,05 м. Габариты подколонника 1500×1200 мм.

Третий фактор — инженерно-геологические и гидрогеологические условия площадки. С поверхности на большую глубину залегает слой 2, представленный достаточно прочным тугопластичным суглинком (R_усл = 197 кПа). Подстилающие слои 3 и 4 по сжимаемости и прочности не хуже среднего слоя. В этих условиях, учитывая высокий УПВ, глубину заложения подошвы фундамента целесообразно принять минимальную, однако достаточную из условий промерзания и конструктивных требований.

С учетом всех трех факторов, принимаем глубину заложения от поверхности планировки

(DL) с отметкой 97,7 м d = 2,05 м, Н_ф = 1,5 м. Абсолютная отметка подошвы фундамента (FL) составляет 95,8 м, что обеспечивает выполнение требования о минимальном заглублении в несущий слой. В самой низкой точке рельефа заглубление в несущий слой 2 от отметки природного рельефа (NL) равной 97.0 м составляет: 97.0 -95.65 = 1.35 м > 0,5 м.

Определение площади подошвы фундамента Площадь А_тр подошвы фундамента определяем по формуле:

А_тр = N_{col II} / (R²_усл — _mtd) = 1116,1 / (197 — 202,05) = 7.15м²,

где _mt = 20 кН / м³ — средний удельный вес материала фундамента и грунта на его уступах.

Выбор фундамента и определение нагрузки на грунт Принимаем фундамент с размерами подошвы l = 3 м, b = 2.4 м, тогда

А = l b = 7.2 м², Н_ф = 1,5 м, объём бетона V_fun = 0,3*(3*2.4+2,1*1.8)+1,2*1,5*0,6=4.37м³.

Все нагрузки, действующие на фундамент, приводим к центру тяжести подошвы:

M_{tot II} = 610 + 127.4 1,5 = 801.1 кН м;

Q_{tot II} = Q_{col II} = 127.4 кН.

Расчетное сопротивление грунта Уточняем расчетное сопротивление R для принятых размеров фундамента

(b = 2.4 м, l = 3 м, d = 2,05 м):

Давление на грунт под подошвой фундамента Определяем среднее P_{II mt}, максимальное P_{II max} и минимальное P_{II min} давления на грунт под подошвой фундамента:

=233.1 кПа;

= 158.9 кПа;

P_{II mt} = 196 кПа

P_{II min} = 158.9 кПа > 0

P_{II max} = 233.1 кПа < 1,2R = 1,2 224.8 = 269.8 кПа;

Т.к. грузоподъемность мостового крана Q = 15 т < 75 т, то отношение проверять не требуется.

P_{II mt} = 196кПа < R = 224.8 кПа.

Все условия ограничения давлений выполнены.

Эпюра контактных давлений по подошве фундамента приведена на рисунке 3.

Расчет осадки методом послойного суммирования Для расчета осадки фундамента методом послойного суммирования составляем расчетную схему, совмещенную с геологической колонкой по оси фундамента К-5.

Напряжение от собственного веса грунта на уровне подошвы фундамента при планировке срезкой в соответствии с п. 5.6.40 СП 22.13 330.2011:

Дополнительное вертикальное давление на основание от внешней нагрузки на уровне подошвы фундамента:

_zp 0 = P_II mt = 196кПа.

Соотношение сторон подошвы фундамента:

.

Значения коэффициента устанавливаем по табл. 5.8 СП 22.13 330.2011.

Для удобства пользования указанной таблицей из условия:

Принимаем элементарную толщину слоя грунта h_i=0,2b=0,2*2,4=0,48 м.

На глубине z от подошвы фундамента

_z=_{zg, 0}

Вертикальное напряжение от собственного веса грунта на отметке подошвы фундамента (=1)

_{z, 0}=_{zg, 0}.

Дальнейшие вычисления сводим в таблицу 8.

Определение осадки

Проверка несущей способности подстилающего грунта:

Условие прочности:

_z=(_zp— _z)+_zg?R_z

где ширина условного фундамента

b_z=

A_z=N/_zp=(N_colII+г_mtdlb)/ _zp =(1116.1 +18,7•2,05•3•2,4)/196=7,1 м²

а=(l-b)/2=(3−2,4)/2=0,3

b_z==2,38 м Сопротивление подстилающего слоя грунта при условном фундаменте с шириной b_z

R³_усл =(_с1² _с2)/ k{М_г² k_z b_{z Sb}² + М_q [d_wII¹+(h_I — d_w) _Sb¹] +М_c² c_II² }=(1,1×1)/1 {0,43x1x2,38×18,84+2,73 [0,9×9,9 +(2−0,9) x9,9]+5,31×22}= 209,2 кПа.

_z=(_zp— _z)+_zg=196−28,34+28,34=196<209,2 кПа На глубине H_c=4,42 м от подошвы фундамента выполняется условие СП 22.13 330.2011 п. 5.6.41 ограничения глубины сжимаемой толщи основания (ГСТ):

_zp= 32,38 кПа 0,5_zg = 33,38 кПа, поэтому послойное суммирование деформаций основания производим в пределах от подошвы фундамента до ГСТ.

Осадку основания определяем по формуле:

=0,128 м=12,8 см.

Условие S = 12,8 см < S_u = 15,0 см выполняется (значение S_u = 15,0 см принято по таблице прил. Д СП 22.13 330.2011).

Рис. 3 Расчетная схема распределения напряжений в основании фундамента на естественном основании по оси К-5

5. Расчет и проектирование варианта фундамента на искусственном основании, в виде песчаной распределительной подушки

Глубина заложения фундамента Аналогично фундаменту на естественном основании назначаем глубину заложения фундамента d = 2,05 м. Принимаем для устройства подушки песок среднезернистый, плотный, имеющий проектные характеристики: E = 45 МПа; е = 0,50; _n II = 20,2 кН / м³; _n,sb = 10,7 кН/м³.

Определение требуемой площади подошвы фундамента Для определения площади, А _тр подошвы фундамента принимаем расчетное сопротивление R₀ = 500 кПа, материала песчаной подушки, среднезернистого песка.

Тогда Выбор фундамента и определение нагрузки на грунт В соответствии с требуемой величиной площади подошвы А_тр = 2,0 м² и высотой фундамента Н_ф = 1,5 м, подбираем фундамент, размеры подошвы которого l = 3.6 м, b = 3 м, А = 4.32 м², Н_ф = 1,5 м; объем бетона V_fun = 0,3*2,4*1.8+1,2*1,5*0,9=2.92 м³.

Все нагрузки, действующие на фундамент, приводим к центру тяжести подошвы:

M_{tot II} = 610 + 127.4 1,5= 801.1 кНм;

Q_{tot II} = Q_{col II} = 127.4 кН.

Расчетное сопротивление грунта Уточняем расчетное сопротивление R песка подушки для принятых размеров фундамента (b = 1.8 м; l = 2.4 м; d = 2,05 м):

R = 500(1 + 0,125 (3 — 1)/1)+0,2518,84 (2,05−2) = 742.75 кПа.

Давление на подушку под подошвой фундамента Определяем среднее P_{II mt}, максимальное P_{II max} и минимальное P_{II min} давления на распределительную песчаную подушку фундамента:

= 267.9 кПа;

= 20.7 кПа;

P_{II max} = 267.9кПа < 1,2R = 1,2742.75 = 891.3 кПа;

P_{II min} = 20.7 кПа > 0;

кПа < R = 742.75 кПа.

Все требования по ограничению давлений выполнены.

Определение толщины распределительной подушки Назначаем в первом приближении толщину песчаной подушки h_п = 0,5 м. Проверяем выполнение условия

_z=(_zp— _z)+_zg?R_z

для этого определяем при z = h_п = 0,5 м:

а) _zg = _IId_w + _sb II(d — d_w) + _{sb п} z = 18,84 0,9 + 9,6 (2,05 — 0,9) + 10,7 0,5 = 33.35 кПа;

б) _zp = (P_II mt) = 0,872 667.75 = 582.3 кПа,

= 0,872 для и .

_z= _zg =0,872*33.35=29.08 кПа в) м²;; м; м;

_z=(_zg— _z)+_zp = 33.35−29.08 + 582.3 = 586.57 < R_z = 681.75 кПа.

Условие проверки выполняется.

Расчет осадки методом послойного суммирования Для расчета осадки фундамента методом послойного суммирования составляем расчетную схему, совмещенную с геологической колонкой по оси фундамента А-5.

Напряжение от собственного веса грунта на уровне подошвы фундамента при планировке срезкой в соответствии с п. 5.6.40 СП 22.13 330.2011:

Дополнительное вертикальное давление на основание от внешней нагрузки на уровне подошвы фундамента:

_zp 0 = P_II mt = 667.75 кПа.

Соотношение сторон подошвы фундамента:

.

Значения коэффициента устанавливаем по 5.8 СП 22.13 330.2011.

Для удобства пользования указанной таблицей из условия:

принимаем толщину элемента слоя грунта h_i = 0,25 b = 0,25 1.8 = 0,35 м.

Дальнейшие вычисления сводим в таблицу.

Определение осадки

На глубине H_c=5,95 м от подошвы фундамента выполняется условие СП 22.13 330.2011 п. 5.6.41 ограничения глубины сжимаемой толщи основания (ГСТ):

_zp= 39,31 кПа 0,5_zg = 39,88 кПа, поэтому послойное суммирование деформаций основания производим в пределах от подошвы фундамента до ГСТ.

Осадку основания определяем по формуле:

= 0,0816 м = 4,16 см.

Условие S = 8,16 см < S_u = 15,0 см выполняется (значение S_u = 15,0 см принято по таблице прил. Д СП 22.13 330.2011).

Рис. 4 Расчетная схема распределения напряжений в основании фундамента на распределительной подушке по оси К-5

6. Расчет и проектирование свайного фундамента

Рассмотрим вариант свайного фундамента из забивных свай сечением 300×300 мм, погружаемых дизельным молотом.

Глубина заложения подошвы ростверка Назначаем глубину заложения подошвы ростверка:

Расчетная глубина промерзания грунта от поверхности планировки DL равна d_f = 1,5 м.

По конструктивным требованиям, также как и для фундамента на естественном основании верх ростверка должен быть на отметке — 0,700, размеры подколонника в плане l_cf x b_cf = 1500×1200 мм, высота подколонника не менее d_p = 1500 мм. Минимальная высота ростверка должна быть

h_r d_p + 100 = 1600 мм = 1,6 м.

Для дальнейших расчетов принимаем большее из двух значений (1,5 и 1,6 м), т. е. h_r = 1,6 м (кратно 150 мм), что соответствует глубине заложения — 2,05 м (абс. отм. 97.100).

Необходимая длина свай В качестве несущего слоя висячей сваи принимаем суглинок полутвердый (слой 4), тогда необходимая длина сваи должна быть не менее: l_св = h₁ + h₂ + h₃ = 0,05 + 5,7 + 1 = 5,85 м;

Принимаем типовую железобетонную сваю С-80.30−6 (ГОСТ 19 804.1−79*) квадратного сечения 300×300 мм, длиной L = 8 м. Класс бетона сваи В15. Арматура из стали класса А-I 4 12, объем бетона 0,64 м³, масса сваи 1,6 т, толщина защитного слоя а_в = 20 мм.

Несущая способность одиночной сваи Определяем несущую способность одиночной сваи из условия сопротивления грунта основания по формуле (7.8) СП 24.13 330.2011:

F_d = _C (_CR R A + U _cf f_i h_i).

В соответствии с расчетной схемой сваи устанавливаем из табл. 7.2 СП 24.13 330.2011 для суглинка при z = 10,07 м расчетное сопротивление R = 3700 кПа. Для определения f_i расчленяем каждый однородный пласт грунта (инженерно-геологический элемент) на слои L_i 2 м и устанавливаем среднюю глубину расположения z_i каждого слоя, считая от уровня природного рельефа. Затем по табл. 7.3 СП 24.13 330.2011, используя в необходимых случаях интерполяцию, устанавливаем:

для суглинка при J_L = 0,55 и z₁ = 2,6 м f₁ = 16 кПа;

для суглинка при J_L = 0,55 и z₂ = 4,6 м f₂ = 19,9 кПа;

для суглинка при J_L = 0,55 и z₃ = 6,235 м f₃ = 21,62 кПа;

для суглинка при J_L = 0,9 и z₄ = 8,760 м f₄ = 7 кПа.

для песка среднезернистого z₄ = 10,235 м f₅ = 65,33 кПа.

Площадь опирания сваи на грунт, А = 0,3×0,3 = 0,09 м², периметр U = 0,3 4 = 1,2 м. Для сваи сплошного сечения, погружаемой забивкой дизельным молотом, по табл. 7.4 СП 24.13 330.2011 _CR = _Cf =1, _С = 1. Тогда:

F_d =1[137 000,09 + 1,21(16*2 + 19,9*2 + 21,62*0,47+ 7*1,78+65,33*1,17)] =538,03 кН.

Рис. 5 Расчетная схема к определению несущей способности сваи по грунту Требуемое число свай Определяем требуемое число свай в фундаменте в первом приближении при N_{col I} = 1339,3 кН:

Принимаем n = 6.

Размещение свай в кусте Размещаем сваи в кусте по типовой схеме. Окончательно размеры подошвы ростверка назначаем, придерживаясь унифицированных размеров в плане, кратных 0,3 м, и по высоте, кратных 0,15 м.

Вес ростверка и грунта на его уступах Определим вес ростверка и грунта на его уступах.

Объем ростверка: V_r = 2,71,80,6 + 1,51,2 0,9 = 4,54 м³;

Объем грунта: V_gr = 2,71,82,05 — V_r = 5,42 м³.

Вес ростверка и грунта:

G_r + G_gr = (V_{r b} + V_gr K_{рз II})_f = (4,54 25 + 5,42 0,95 18,86) 1,2 = 252,73 кН.

Определение окончательных нагрузок Все действующие нагрузки приводим к центру тяжести подошвы ростверка:

N_{tot I} = N_{col I} + G_{r I} + G_{gr I} = 1339,3 + 252,73 = 1592,03 кН;

Q_{tot I} = Q_{col I} = 152,9 кН;

M_{tot I} = M_{col I} + Q_{tot I}H_r = 732+ 152,9 1,5 = 961,35 кНм.

Проверка нагрузок на крайние сваи Определяем расчетные нагрузки, передаваемые на крайние сваи в плоскости подошвы ростверка по формуле (7.3) СП 24.13 330.2011:

N_{I max} = 483,82 кН; N_{I min} = 46,84 кН.

Проверяем выполнение условий:

Условия выполняются.

Предварительная проверка всех сваи по прочности материала Выполним предварительную проверку сваи по прочности материала по графикам и указаниям учебного пособия.

Определяем коэффициент деформации

_: ;

Начальный модуль упругости бетона класса В15, подвергнутого тепловой обработке при атмосферном давлении Е_b = 20,510³ МПа. Момент инерции поперечного сечения сваи:

.

Условная ширина сечения сваи

b_p = 1,5d_св + 0,5 = 1,50,3 + 0,5 = 0,95 м Коэффициент пропорциональности К по табл. В.1 прил. В к СП 24.13 330.2011 для суглинка тугопластичного (J_L = 0,55), принимаем К = 15 МН/м⁴. Коэффициент условий работы _с = 1.

;

Глубина расположения условной заделки сваи от подошвы ростверка:

;

В заделке действуют усилия: продольная сила N_{I max} = кН; изгибающий момент:

кНм.

Точка, соответствующая значениям указанных усилий, лежит на графике ниже кривой для принятой сваи (сечение 300×300, бетон класса В20, продольное армирование А-III 4Ш 12), следовательно, предварительная проверка показывает, что прочность сваи по материалу обеспечена.

Расчет ростверка на продавливание колонной Класс бетона ростверка принимаем В15, тогда R_bt = 0,75 МПа (табл. 13 СНиП 2.03.01−84). Рабочую высоту сечения принимаем h₀ = 60 см Расчетное условие имеет следующий вид:

;

Размеры h_col = 1450 мм, b_col = 700 мм, c₁ = 225 мм и c₂ = 150 мм.

Значение реакций по верхней горизонтальной грани в ряду от края ростверка со стороны наиболее нагруженной его части:

Величина продавливающей силы определяется по формуле:

Предельная величина продавливающей силы, которую может воспринять ростверк с принятой толщиной дна стакана:

т.е. прочность ростверка на продавливание колонной обеспечена.

Расчет свайного фундамента по деформациям Выполним расчет свайного фундамента по деформациям на совместное действие вертикальной и горизонтальной нагрузок и момента проверяем выполнение условия:

Горизонтальная нагрузка на голову сваи равна:

Коэффициент деформации _? = 1,006 м^-1 (п. 6.9. настоящего расчета). Условная ширина сечения сваи b_p = 0,95 м. Прочностной коэффициент пропорциональности, для суглинка мягкопластичного (J_L = 0,55), по табл. 1 прил. 1 СНиП 2.02.03−85 равен: a = 63 кН/м³.

Приведенное значение продольной силы для приведенной глубины погружения сваи в грунт = l = 6,951,006 = 6.99 > 4 определяем по табл. 2 прил. 1 к СНиП 2.02.03−85 (шарнирное сопряжение сваи с ростверком) при l = 4 и z_i = 0. Получаем = 0,409, тогда:

Так как сила H_el = 24,19 кН < H_I = 25.48 кН, то расчет ведем 2 м стадиям работы системы свая-грунт.

При шарнирном опирании низкого ростверка на сваи М₀ = 0 и = 0, следовательно, формулы (30) и (31) по п. 12 прил. 1 к СНиП 2.02.03−85 примут вид:

м рад.

Так как u_p = 0,04 см < u_u = 1 см, условие ограничения горизонтального перемещения головы сваи выполнено.

Расчет устойчивости основания Выполним расчет устойчивости основания, окружающего сваю по условию прил. В к СП 24.13 330.2011, ограничивающему расчетное давление у_z, передаваемое на грунт боковыми поверхностями сваи:

.

Здесь расчетный удельный вес грунта с учетом взвешивания в воде (для слоя 2) _I = _sb = 9,6 кН/м³; ц_I = 16⁰; c_I = 15 кПа; коэффициент = 0,6 (для забивных свай); коэффициент з₁ = 0,7. При установлении значения. коэффициента з₂ по формуле (26) прил. 1 к СНиП 2.02.03−85, используем данные табл. 5, из которой следует, что момент от внешних постоянных нагрузок в сечении на уровне нижних концов свай составит для оси К:

М_с =М_пост+ Q_пост h= 326.8 + 52.1 9,55 = 824.35кНм.

Момент от временных нагрузок в том же сечении составит:

М_t = ?М_врем+ h? Q_врем =185.6+48.4 + (32.1+46.4) 9,55 = 983.68кНм;

.

Расчетное давление на грунт у_z, кПа:

для глубины, так как > 2,5; откуда, а = 0,85.

Для этой приведенной глубины по табл. 4 прил. 1 СНиП 2.02.03−85 имеем:

А₁ = 0,996; В₁ = 0,844; С₁ = 0,358; D₁ = 0,101.

25.19 кПа.

Как видно,

25.2 кПа, т. е. устойчивость грунта, окружающего сваю, обеспечена на 1 стадии.

При расчете с допущением развития второй стадии напряженно-деформируемого состояния грунта за предельное состояние системы «свая — грунт» принимается образование на глубине z_z (в пределах или на границе пластической зоны) пластического шарнира, в котором возникает момент М_u, кНм (тсм), равный предельному изгибающему моменту, воспринимаемому поперечным сечением сваи. В случае заделки сваи в ростверк последовательно образуются два пластических шарнира: первый — в месте заделки сваи в ростверк, второй — в пределах или на границе пластической зоны. За предельное состояние системы принимается момент образования второго пластического шарнира.

Несущая способность сваи по прочности материала Определим несущую способность сваи по прочности материала. Характеристики сваи: R_b = 11,5 МПа; R_sc = R_s = 365 МПа; b = d_св = 30 см; а = а` = 3 см; h<sub>0</sub> = d<sub>св</sub> — а` = 30 — 3 = 27 см; А_s = А_s' = 3,14*1,2²/2 = 2,26 см².

Из формулы (37) прил. 1 к СНиП 2.02.03−85 для указанных характеристик сваи получаем следующее выражение для определения моментов М_z в сечениях сваи на разных глубинах z от подошвы ростверка:

;

Результаты дальнейших вычислений, имеющих целью определение М_{z max}, сводим в табл. 10, причем при назначении Z используем соотношение = Z, в котором значения Z принимаем по табл. 4. прил. 1 к СНиП 2.02.03−85.

Результаты вычислений изгибающих моментов

Как видно из таблицы, М_{z max I} = 15,61 кНм действует на глубине z =1,19 м.

Эксцентриситеты продольной силы для наиболее и наименее нагруженных свай составляют соответственно:

;

.

Определим значения случайных эксцентриситетов по п. 1.21. СНиП 2.03−01−84 для расчетной длины м и поперечного размера сваи d_св = 30 см:

;

Так как полученные значения эксцентриситетов е ₀₁ и е ₀₂ больше е_ai, оставляем эти значения для дальнейшего расчета свай по п. 3.20 СНиП 2.03.01−84.

Определяем относительные значения эксцентриситетов дe1 =e₀₁/h=3,2/30=0,107; дe2 =e₀₂/h=33,3/30=1,11

Так как полученные значения меньше 0.15, то принимаем равные значения дe1 = дe2 = дe =0.15.

Модуль упругости бетона и арматуры соответственно E_b= 20 500 Мпа и E_s=20 000Мпа. Моменты инерции площадей бетона и всей продольной арматуры относительно центра тяжести поперечного сечения I=675*10^-6 м⁴ и I_s=8,13*10^-6 м⁴.

Коэффициент, учитывающий влияние длительности действия нагрузки, принимаем (в запас). Вычисляем

K_b=0,15/ (0,3+ дe)=0,15/2 (0,3+0,15)=0,17, k_s=0,7.

Жёсткость железобетонного элемента в предельной стадии по прочности

D=k_bE_bI+k_sE_sI_s=0,17*20,5*10³*675*10^-6+0,7*20*10⁴*8,13*10^-6=3491 кНм²

Условная критическая сила

N_cr=р²D/l₀²=3,14²*3491/3,5²=2837 кН.

Коэффициенты, учитывающие влияние продольного изгиба элемента на его несущую способность вычисляем. руководствуясь п. 8.1.15 [23]

з₁=1/(1-N/N_cr)=1/(1−483,82/2837)=1,21

з₂=1/(1−46,84/2837)=1,02.

Находим расстояния от точек приложения продольных сил N_{max I} и N_{min I} до равнодействующей усилий в арматуре S:

;

.

Определим высоту сжатой зоны бетона по формуле (37) СНиП 2.03.01−84:

;

;

Относительная деформация растянутой арматуры при напряжениях, равных R_s

е_s,el=R_s/E_s=365/200 000=0,183

Относительная деформация сжатого бетона при напряжениях, равных R_b, принимаем в соответствии с указаниями п. 8.1.20 равным е_b2=0,0056. Тогда значение граничной высоты сжатой зоны о_R=0,7/(1+е_s,el/е_b2)=0,7/(1+0,183/0,0056)= 0,591.

Проверяем о₁=x₁/h₀=14/27=0,519< о_R=0,591

о₂=x₂/h₀=1,36/27=0,05< о_R=0,591

Проверяем прочность сечения сваи по формуле (36) СНиП 2.03.01−84:

кН <

кН;

кН <

32,15 кН.

Несущая способность свай по прочности материала в наиболее нагруженных сечениях обеспечена.

Расчет осадки основания свайного фундамента Расчёт осадки свайного фундамента производится по алгоритму, приведённому в пп. 7.4.2−7.4.4 с учётом взаимного влияния группы свай в кусте. определим модуль сдвига G₁ и коэффициент Пуассона н₁ для слоёв грунта, как усреднённый в пределах глубины погружения сваи. Для этого сначала определим модуль общей деформации грунта

E₀=(E₁h₁+E₂h₂+E₃h₃)/(h₁+h₂+h₃)=

=(13*4,47+9*1,78+40*0,75)*10³/(4,47+1,78+0,75)=14 870 кПа Модуль сдвига грунта допускается определять по формуле:

G₁=0,4E₀=0,4*14,87=5,95 Мпа, а коэффициенты k_н и k_н1 принимать равными 2.

Слой, на который опирается свая, рассматривается как линейно-деформируемое пространство. Модуль сдвига для этого слоя

G₂=0,4E₃ =0,4*40=16 Мпа.

Проверяем условия применимости формул для линейно-деформируемого пространства:

Диаметр поперечного сечения ствола сваи:

Условие выполняется.

Коэффициент, соответствующий абсолютно жёсткой свае:

в'=0,17ln (k_нG₁l/G₂d)=0,17ln (2*5,95*6,95/16*0,34)=0,46

Kоэффициент для случая однородного основания с характеристиками G₁ и н₁:

Относительная жёсткость сваи:

ч=EA/G₁l²=20 500*0,09/5,95*6,95²=6,4

Параметр, характеризующий увеличение осадки за счёт деформации сжатия ствола сваи:

Ещё один коэффициент, присутствующий в формуле для определения осадки одиночной сваи:

в= в'/л₁+(1 — (в'/б')/ч)=0,46/0,89+(1 — (0,46/0,63))/6,4=0,55.

Определим усилия, действующие в центре тяжести подошвы ростверка для расчётов по 2 группе предельных состояний (по деформациям):

N_totII=N_colII+г_mtbld=1116,1+20*1,8*3*1,8=1310,5 кН;

Q_totII=Q_colII=127,4 кН;

M_totII=M_colII+Q_colIIH_r=610+127,4*1,5 =801,1 кНм.

Осадка одиночной сваи без уширения плиты:

Расчет осадки свайного куста Расчет осадки i сваи в группе из n свай Условие S = 2 см < S_u = 15,0 см выполняется

7. Определение степени агрессивного воздействия подземных вод и разработка рекомендаций по антикоррозионной защите подземных конструкций

Для железобетонных фундаментов на естественном основании серии 1.412−2/77, принятых на основе технико-экономического сравнения вариантов, и технологического приямка установим наличие и степень агрессивного воздействия подземных вод по данным химического анализа, для соответственных грунтовых условий.

Для фундаментов и приямка предусматриваем бетон с маркой по водопроницаемости W4 на портландцементе по ГОСТ 10 178–76, арматуру класса А-III. Фундаменты каркаса и приямок расположены ниже УПВ лишь частично, однако за счет возможных изменений УПВ и капиллярного подъема до 1,2 м над УПВ все поверхности фундамента и технологического приямка могут эксплуатироваться под водой, либо в зоне периодического смачивания. Степень агрессивного воздействия вода на подземные конструкции оцениваем в соответствии с табл. 5, 6, 7 СНиП 2.03.11−85.

Коэффициент фильтрации суглинка, в котором расположены подземные конструкции, равен: K_f = 4 10^-7 см/с 86,410³ с/сут = 0,0345 см/сут < 0,1 м / сут, поэтому к показателям агрессивности, приведенным в табл. 5, 6, 7 СНиП 2.02.11−85, необходимо вводить поправки в соответствии с примечаниями к указанным таблицам.

Определяем суммарное содержание хлоридов в пересчете на ионы Cl -, мг/л, в соответствии с прим. 2 к табл. 7 СНиП 2.03.11−85:

600 + 110 0,25 = 627,5 мг/л.

Дальнейшую оценку ведем в табличной форме (табл. 12).

Анализ агрессивности воды для бетона на портландцементе

Заключение

При бетоне нормальной (Н) проницаемости (марка по водонепроницаемости W4 по табл. 1 СНиП 2.03.11−85) в конструкциях фундаментов и приямка вода среднеагрессивна по содержанию агрессивной углекислоты, слабоагрессивна по содержанию сульфатов и содержанию хлоридов, агрессивна по водородному показателю и неагрессивна по остальным показателям.

Рассмотрим возможность обеспечения стойкости конструкций фундаментов и приямка в агрессивной среде за счет назначения проектных требований к материалам (первичная защита). Как следует из табл. 11 СНиП 2.03.11−85, при среднеагрессивной среде и примененной арматуре классов А-II и А-III (группа 1 по табл. 9 СНиП 2.03.11−85) требуется применение бетона пониженной проницаемости (марки W 6) либо оцинкованной арматуры (см. п. 2.21 СНиП 2.03.11−85). Однако оцинкованная арматура дорога и дефицитна, а получение бетона пониженной проницаемости в условиях строительной площадки затруднено, поэтому необходимо выполнить специальную защиту фундаментов и приямка.

Для защиты подошвы фундамента и дна приямка при среднеагрессивной среде предусматриваем в соответствии с п. 2.33 СНиП 2.03.11−85 устройство битумобетонной подготовки толщиной не менее 100 мм из втрамбованного в грунт щебня с поливкой битумом до полного насыщения.

Для защиты днища (по бетонной подготовке) и боковых поверхностей и гидроизоляции приямка в целом (в соответствии с указаниями п. 2.34 и табл. 13, а также рекомендациями прил. 5 к СНиП 2.03.11−85) необходимо выполнить покрытие III группы — оклеечную гидроизоляцию из 3 слоев гидроизола на горячей битумной мастике с последующим устройством защитной стенки в ¼ кирпича, пропитанного битумом.

Для защиты боковых поверхностей фундаментов выполнить полимерное покрытие на основе лака ХII-734 (хлорсульфированный полиэтилен).

Фундаменты и приямок выполнить из бетона нормальной (Н) проницаемости (марка по водонепроницаемости W4; водопоглощение не более 5,7% по массе; водоцементное отношение В/Ц не более 0,6).

1. СП 22.13 330.2011. Основания зданий и сооружений/ Москва, 2011.

2. СП 24.13 330.2011. Свайные фундаменты / Москва, 2011.

3. СНиП 2.03.11−85. Защита строительных конструкций от коррозии/ Госстрой СССР. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986.