Коэффициент трения бетона по грунту
Обновлено: 15.05.2024
Настоящие методические указания содержат рекомендации и числовые примеры по проектированию фундаментов промежуточных опор мелкого заложения.
Указания разработаны на кафедре мостов и транспортных тоннелей МАДИ и предназначены для студентов специальностей 291000 "Мосты и транспортные тоннели" и 291000 "Строительство автомобильных дорог и аэродромов", занимающихся курсовым проектированием по дисциплине "Основания и фундаменты".
Промежуточные опоры на фундаментах мелкого заложения широко используются в мостостроении. Их закладывают на грунтах, обладающих достаточной несущей способностью и залегающих неглубоко от поверхности земли.
Не следует опирать фундаменты на просадочные и заторфованные грунты, а также на глины и суглинки с показателем текучести J > 0,6.
Характерной особенностью фундаментов мелкого заложения является передача нагрузок от надфундаментной части опоры только через подошву фундамента. Боковая поверхность в работе не участвует из-за невозможности, как правило, обеспечить засыпку пазух между боковыми поверхностями фундамента и котлована грунтом с плотностью равной природной.
Фундаменты мелкого заложения сооружают в открытых котлованах глубиной не более 6 м.
По конструкции фундаменты мелкого заложения могут быть жесткими, в нижней части которых не возникает растягивающих напряжений, или гибкими, в плитной части которых возникают деформации изгиба, что требует применения арматуры.
Глубину заложения фундаментов назначают в зависимости от инженерно-геологических условий и выбора несущего слоя грунта. При этом учитывают следующие требования о минимальных глубинах заложения подошвы фундамента:
при грунтах, подверженных морозному пучению (т.е. во всех случаях, кроме скальных, гравелистых и крупнообломочных грунтов) на 0,25 м ниже глубины промерзания;
при грунтах, подверженных размыву на 2,5 м ниже поверхности грунта после размыва;
при скальных грунтах на 0,25 м;
при любых грунтах, кроме скальных, при отсутствии размыва - 1,0 м, считая от дневной поверхности или дна водотока.
К недостаткам фундаментов мелкого заложения относят большой объем земляных работ, значительную потребность в ручном труде и серьезное нарушение окружающей среды.
К расчету фундамента приступают после назначения размеров опоры и определения усилий от всех нагрузок (вес пролетного строения, вес опоры, вес грунта на обрезах фундамента, временные вертикальные и горизонтальные нагрузки).
Прежде всего определяют размеры в уровне верха подферменной площадки из условия размещения опорных частей, передающих давление от пролетного строения на опору.
При назначении размера тела опоры непосредственно под подферменной площадкой (или ригелем) учитывают, что минимальный карнизный свес подферменника над телом опоры составляет 10 см.
Грани опоры до обреза фундамента для массивных опор могут быть наклонными (уклон 1:30 - 1:50) или, как в современных опорах, вертикальными.
Возможен также вариант облегченных опор с консольным ригелем (консоли по 2,0-2,5 м). При большой высоте опор верхнюю часть их до уровня высоких вод можно выполнять в виде столбчатой конструкции. Ригель в таких опорах чаще делают в плане прямоугольного очертания.
Обрезы фундаментов мелкого заложения русловых опор обычно располагают ниже уровня межени на 0,5 м, а пойменных опор - на уровне поверхности грунта после размыва.
Об условиях назначения отметки подошвы фундамента изложено в п. 1.
Далее излагаются последовательность и необходимые расчеты предварительного назначения размеров промежуточной опоры.
Из рис. 1 видно, что для определения размеров подферменной площадки А и В необходимо рассчитать только размер плиты опорных частей В, все остальные размеры задают из конструктивных соображений:
для отвода воды попадающей на подферменную площадку, верхней ее поверхности придают уклоны, называемые сливами; сливы делают с уклоном не положе 1:10;
высоту подферменников (площадок, на которых располагаются нижние плиты опорных частей или просто опорные плиты в случае использования резиновых опорных частей) принимают равной высоте слива плюс 3-5 см;
Рис 1. Схема подферменной площадки
расстояние с от грани плиты опорной части до края подферменника принимают равным 15-20 см;
расстояние t от края подферменника до грани опоры назначают в зависимости от длины пролетного строения:
при пролетах до 30 м - не менее 15 см,
при пролетах от 30 до 100 м - не менее 25 см;
при пролетах более 100 м - не менее 35 см;
зазор между торцами пролетных строений можно принять равным 5-10 см;
расстояние от оси опирания балки пролетного строения до ее торца берут из проекта пролетного строения;
расстояние от края подферменной плиты до грани опоры принимают равным 10-15 см.
Тогда ширина подферменной плиты по фасаду моста равна
A = m + Σ n + Σ b /2 + 2( с + t + к).
Размер подферменной плиты поперек моста для случая массивной опоры с закругленной подферменной плитой равен
В = Вкр + b + 2 с + А.
Для случая облегченных опор размер ригеля прямоугольного очертания поперек моста равен
В = Вкр + b + 2 с + 2×0,5,
где Вкр - расстояние между осями крайних балок,
0,5 м - минимальное расстояние от края подферменника до края ригеля поперек моста.
Размер плиты опорной части b × b вычисляют в зависимости от максимального значения давления балки R max и расчетного сопротивления бетона R b подферменника по формуле
где R покр.пр.ч - реакция балки от веса покрытия проезжей части, от расчетных нагрузок;
R вес балки - реакция от собственного веса балки, от расчетных нагрузок;
R вp max - наибольшая реакция в балке от временных нагрузок ( Rвр от А-11 плюс Rвр от толпы или от НК-80).
Опорную реакцию в балке определяют путем загружения линии влияния опорного давления расчетными постоянными и временными нагрузками (рис. 2).
Рис. 2. Схема загружают линии влияния опорной реакции постоянной и временной нагрузками
Коэффициенты поперечной установки приближенно можно определить по методу внецентренного сжатия (рис. 3).
Рис. 3. Схема загружения временной нагрузкой линии влияния давления на крайнюю балку для определения коэффициентов поперечной установки по методу внецентренного сжатия
Динамический коэффициент для железобетонных балочных пролетных строений для нагрузки А- II равен
Динамический коэффициент для нагрузки НК-80 равен
1 + μ = 1,1 при λ >1,
где λ - длина загружения.
R покр.пр.ч = Σ gi γ fi ω,
R А-11+талпа = Р(1 +у)γ f КПУ тележ (1+μ) + γ ω γ f КПУ полос (1+μ) g т ω γ f КПУ толпы ,
R НК-80 = g экв ω γ f КПУ НК-80 (1+μ),
где ω - площадь линии влияния опорной реакции;
γ fi - коэффициенты надежности для соответствующих нагрузок (слоев покрытия проезжей части, собственного веса балки и временных нагрузок А-11, толпы и НК-80);
1+μ - динамический коэффициент;
Р - вес оси тележки нагрузки А-11 (11 тс);
γ - полосовая погонная нагрузка А-11 (1,1 тс/м);
КПУ тележ , КПУ полос , КПУ НК-80 , КПУ толпы - коэффициенты поперечной установки для нагрузок соответственно А-11 - тележки и полосовой, НК-80 и толпы;
gi - погонная нагрузка на балку от веса слоев покрытия проезжей части;
g с.в. - погонная нагрузка от собственного веса балки;
g т =(400-2λ) - погонная нагрузка от толпы;
g экв - эквивалентная нагрузка для НК-80.
Суммируя реакции от постоянных и наибольшей временной нагрузок, получаем максимальное значение опорной реакции.
На конкретном примере рассмотрим эскизное проектирование промежуточной опоры.
Запроектировать эскизный чертеж промежуточной опоры под пролетные строения длиною 24 м из шести цельноперевозимых железобетонных предварительно напряженных балок. Габарит моста Г-10 включает две полосы движения по 3,5 м, полосы безопасности по 1,5 м. Тротуары приняты по 1 м. Расчетный пролет балок - 23,4 м. Расчетные нагрузки - A-11 и НК-80. Расстояние между осями балок - 2,1 м. Полная ширина пролетного строения
В = 10,00 + 2×0,4 + 2×1,0 + 2×0,2 = 13,2 м.
Компоновочная схема приведена на рис. 3.
Рассчитаем r max для балки длиною 24 м.
Вес покрытия проезжей части на 1 м 2 :
а) асфальтобетон толщиной 7 см, γ = 2,3 т/м 3 , γ f =1,5,
нормативная нагрузка - 0,07×2,3×10=1,61 кПа (0,161 тс/м 2 ),
расчетная нагрузка - 1,61×1,5=2,42 кПа (0,242 тс/ м 2 );
б) защитный слой из армированного бетона толщиной 4 см, γ =2,5 т/м 3 , γ f =1,3,
нормативная нагрузка - 0,04×2,5×10 = 1,0 кПа (0,1 тс/м 2 ),
расчетная нагрузка - 1,0×1,3 = 1,3 кПа (0,13 тс/м 2 );
в) гидроизоляция толщиной 1 см, γ =1,5 т/м 3 , γ f = 1,3,
нормативная нагрузка - 0,01×1,5×10=0,15 кПа (0,015 тс/м 2 ),
расчетная нагрузка - 0,15×1,5 = 0,20 кПа (0,020 тс/м 2 );
г) выравнивающий слой из бетона толщиной 3 см, γ =2,1 т/м 3 , γ f =1,3,
нормативная нагрузка - 0,03×2,1×10=0,63 кПа (0,063 тс/м 2 ),
расчетная нагрузка - 0,63×1,3=0,82 кПа (0,082 тс/м 2 ).
Суммируя веса отдельных слоев, получим g норм. = 3,39 кПа (0,339 тс/м 2 ) и g расч. = 4,74 кПа (0,474 т/м 2 ).
Нормативный вес балки длиною 24 м равен 38,0 тс.
Расчетное значение реакции от покрытия и собственного веса балки
Вычислим коэффициенты поперечной установки путем загружения временными нагрузками линии влияния давления для крайней балки, построенной по методу внецентренного сжатия.
Величины ординат линии влияния под осями крайних балок
где n - число балок в поперечном сечении пролетного строения.
Тогда y 1 = 0,523; у2 = - 0,191.
Установка нагрузок показана на рис. 3.
Расстояние от полосы безопасности до оси крайнего колеса для нагрузки A-11 - 0,55 м, а для нагрузки НК-80 - 0,4 м.
Ординаты линии влияния под грузами определены из подобия треугольника.
Тогда получим следующие значения кпу:
кпу НК-80 = (0,376+0,193)/2 = 0,284;
кпу А-11 (тележки) = 0,313 + 0,114 = 0,427;
кпу A-11 (полосовая) = 0,313 + 0,60×0,114 = 0,381;
кпу толпы = (0,601+0,533) 1/2×1 = 0,576 (площадь л.в. под тротуаром).
Эквивалентная нагрузка для НК-80 для л.в. опорной реакции при l =24 м равна 6,17 тс/м (по табл. СНиП 2.05.03-84, с. 146).
Опорная реакция в балке от НК-80
Опорная реакция от A-11 и толпы (для тележки γ f =1,27, 1 + μ = 1,15).
R расч А-11+толпа = [11×(1+0,93)×1,27×0,427×1,15+1,1×11,7×1,2×1,15×0,38+
+0,352×11,7×1,2×0,576]×10 = 229,0 кН (22,9 тс).
Максимальное значение опорной реакции
R m ах = 328 + 229 = 557 кН (55,7 тс).
Размеры плиты опорной части b × b при R b = 135 кгс/см 2 (для бетона В-25)
Определим размеры подферменной площадки А и В для принятого варианта облегченной опоры с ригелем прямоугольного очертания:
А = 0,10 + (0,30 + 0,10 + 0,15 + 0,10)×2 = 1,7 м.
В = 10,5 + 0,20 + 0,15×2 + 0,5×2 = 12,2 м.
В результате получим следующие эскизные размеры опоры (рис. 4).
Рис. 4 Схема промежуточной опоры
При карнизных свесах 0,1 м ширина тела опоры по фасада - 1,5 м. Принимаем свесы ростверка по фасаду по 0,75 м, поперек моста по 0,5 м, тогда ширина ступеней ростверка по фасаду - 3,0 м и 4,5 м, поперек моста - 9,2 м и 10,2 м. При глубине размыва 1,0 м подошва ростверка располагается на расстоянии 2,5 м от уровня размыва, полная высота ростверка 4 м. Задана отметка уровня меженных вод 0,0 и отметка верха опоры 7,6; получим полную высоту опоры 12,1 м.
3.1. Вес опоры
Вес тела определяют по чертежу, составленному по предварительно назначенным размерам. Тело опоры и фундамент разбивают на простейшие геометрические фигуры и вычисляют их объемы. Вес опоры получают путем умножения объема на объемный вес кладки. Для бетонной кладки γ =2,4 т/м 3 , для железобетонной γ =2,5 т/м 3 .
Взвешивающее действие воды на части сооружения, расположенные ниже уровня поверхностных или подземных вод, необходимо учитывать при расчетах в том случае, если фундаменты заложены в песках, супесях и илах. При заложении фундаментов в суглинках и глинах взвешивающее действие воды требуется учитывать, когда оно создает более неблагоприятные расчетные условия. Уровень воды принимается наименее благоприятным - наинизший или наивысший.
При вычислении нормативного веса кладки с учетом гидростатического давления воды объемный вес принимается равным γвзв. = γ + 1.
3.2. Вес грунта
Вес грунта, расположенного на обрезах фундамента, вычисляют так же, как и вес кладки опоры, принимая объемный вес грунта γгp = 1,8 т/м 3 .
Объемный вес грунта, расположенного ниже уровня воды, с учетом гидростатического давления определяют по формуле
где ε - коэффициент пористости грунта;
γ0 - удельный вес грунта равный 2,7 т/м 3 ;
Δ - вес воды равный 1,0 т/м 3 .
3.3. Вес покрытия проезжей части и пролетного строения
Вертикальные опорные давления от этих нагрузок прикладываются по оси опорных частей. Вес балок берется из проекта пролетных строений или вычисляется по геометрическим объемам.
Вес покрытия проезжей части можно вычислять по следующим значениям:
g норм покр. = 3,39 кПа (0,339 тс/м 2 );
g расч покр. = 4,74 кПа (0,474 тс/м 2 );
(асфальтобетон - 7 см; защитный слой - 4 см, гидроизоляция - 1 см, выравнивающий слой - 3 см).
3.4. Вертикальные усилия от временных нагрузок
Нормативные опорные вертикальные давления от нагрузки АК, толпы и НК-80 (или НГ-60) вычисляют путем загружения линий влияния опорных реакций (см. рис. 2), рассматривая при этом для разрезных пролетных строений загружения левого пролета, правого пролета и обоих пролетов вместе.
Р АК = Р(1+ у)(1+μ) n + γω(1+μ)[1+0,6( n -1)];
где ω - площадь линии влияния;
1+μ - динамический коэффициент;
n - число полос движения для нагрузки АК;
Р - вес оси тележки;
γ - равномерно распределенная полосовая нагрузка;
g экв - эквивалентная нагрузка для НК-80 (или НК-80, или НГ-60), определяемая по таблицам СНиПа;
g т - интенсивность нормативной нагрузки от толпы.
Для расчетов выбирают максимальное значение опорной реакции от временной нагрузки
(либо АК+толпа, либо НК-80 (НГ-60).
Для мостов на дорогах I- III категорий, а также для больших мостов (кроме деревянных) на дорогах IV - V категорий принимают класс нагрузки К равным 11 и колесную нагрузку НК-80.
Для малых и средних мостов на дорогах IV и V категорий и на внутрихозяйственных дорогах принимают К равным 8 и гусеничную нагрузку НГ-60.
3.5. Тормозная сила
Нормативную горизонтальную продольную нагрузку от торможения принимают равной 50% равномерно распределенной части нагрузки АК, но не менее 0,8 К тс и не более 2,5 К тс.
При многополосном движении сила торможения принимается со всех полос одного направления. Причем нагрузку с одной полосы принимают с коэффициентом S =1,0, а с остальных полос с коэффициентом S = 0,6.
Тормозная сила передается опорам через неподвижные опорные части и прикладывается по центру опорных частей.
Тормозная сила действует горизонтально вдоль продольной оси моста в обоих направлениях. Продольное усилие от сил трения в установленных на той же опоре подвижных опорных частях не учитывается.
3.6. Силы трения
Нормативные сопротивления от сил трения в подвижных опорных частях действуют горизонтально вдоль продольной оси моста при температурных деформациях пролетного строения.
Силы трения приложены в опорных частях. Величина их равна
где μ - коэффициент трения равный 0,04 и 0,010 при катковых, секторных и валковых опорных частях - соответственно 0,4 и 0,1 при тангенциальных и плоских металлических опорных частях.
При подвижных опорных частях с прокладками из фторопласта совместно с полированными листами из нержавеющей стали и для других видов опорных частей расчеты ведут по п. 2.28 СНиП 2.05.03-84.
F γ - опорное давление от постоянной и временной нагрузок с коэффициентами надежности по нагрузке γ f. = 1.
Силы трения учитывают только при расчете подферменной площадки; расчет остальных сечений опоры на силы трения производится только в случае опирания опоры на скальные основания.
3.7. Ветровая нагрузка
Нормативная интенсивность горизонтальной поперечной ветровой нагрузки для типовых конструкций составляет 180 кгс/м 2 .
Нормативную горизонтальную поперечную ветровую нагрузку, действующую на элементы моста, следует принимать равной произведению соответствующей нормативной интенсивности ветровой нагрузки на рабочую ветровую поверхность элементов моста.
Рабочая ветровая поверхность стальных ферм с треугольной или раскосной решеткой принимается в размере 20% площади, ограниченной контурами фермы.
Коэффициент сплошности составляет для перил 0,3-0,8, а для элементов проезжей части - 1,0.
Нормативную горизонтальную продольную ветровую нагрузку для сквозных пролетных строений следует принимать в размере 60%, для пролетных строений со сплошными балками - 20% соответствующей полной нормативной поперечной ветровой нагрузки.
Для мостов с балочными пролетными строениями горизонтальное усилие от продольной ветровой нагрузки передается на опоры в уровне центра опорных частей.
3.8. Навал судов
Нормативную нагрузку от навала судов на опоры мостов принимают в виде сосредоточенной силы в зависимости от класса внутреннего водного пути по табл. 1.
Анализ устойчивости сооружения
Горизонтальные силы, действующие на сооружение , могут сдвинуть его непосредственно по плоскости подошвы фундамента. При этом сдвигу препятствуют силы трения и сцепления по подошве фундамента и силы горизонтального давления грунта по его граням ( рис. 8.9 ).
Рис. 8.9. Схема действия сил при плоском сдвиге фундамента по подошве
Расчет фундамента на сдвиг по его подошве или по подошве грунтовой подушки по схеме плоского сдвига производится, если не выполняется условие
где δ— угол наклона равнодействующей нагрузки к вертикали; φ 1 — угол внутреннего трения.
В общем случае устойчивость сооружения на плоский сдвиг определяется выражением
где и — соответственно суммы проекций на плоскость скольжения сдвигающих и удерживающих сил; γ с — коэффициент условий работы, принимаемый: для песков, кроме пылеватых — 1,0; для песков пылеватых, а также глинистых грунтов в стабилизированном состоянии — 0,85; для скальных грунтов: невывет-релых и слабовыветрелых — 1,0; выветрелых— 0,9; сильно выветрелых — 0,8; γ n — коэффициент надежности по назначению сооружения, принимаемый равным 1,2; 1,15; 1,10 соответственно для зданий I, II и III классов.
Суммы сдвигающих и удерживающих сил определяются по формулам
где F h — горизонтальная составляющая нагрузки, действующей на основание в уровне подошвы фундамента; Е а и Е р — равнодействующие активного и пассивного давления грунта на боковые грани фундамента ; F v — вертикальная составляющая нагрузки, действующей на основание в уровне подошвы фундамента; U — взвешивающее давление воды на подошву фундамента при высоком значении уровня подземных вод; А — площадь подошвы фундамента; c 1 — расчетное удельное сцепление грунта.
Коэффициент трения ƒ зависит от шероховатости подошвы и вида грунта основания. Для фундаментов с повышенной шероховатостью подошвы:
а для гладкой подошвы фундамента ƒ принимается по табл. 8.10 в зависимости от вида грунта основания или подготовки.
Таблица 8.10. Коэффициент трения грунтов на поверхности сдвига
| Вид грунта основания или подготовки | Значения f |
| Бетон или кладка из бетонных камней | 0,70 |
| Скальные грунты с неомывающейся поверхностью | 0,60 |
| Гравийные и галечниковые грунты | 0,50 |
| Пески: маловлажные влажные и водонасыщенные | 0,50 0,45 |
| Супеси: J L < 0,25 J L ≥ 0,25 | 0,50 0,30 |
| Суглинки: J L < 0,25 J L ≥ 0,25 | 0,40 0,20 |
| Глины: J L < 0,25 J L ≥ 0,25 | 0,30 0,15 |
| Скальные грунты с омывающейся поверхностью (глинистые известняки,скальные и т.п.) | 0,25 |
Согласно СНиП 2.02.02—85 расчет устойчивости по схеме плоского сдвига, т.е. без поворота, производится для сооружений , расположенных на основаниях песчаных, крупнообломочных, твердых и полутвердых, глинистых грунтов, если выполняется условие
а для оснований, сложенных пластичными, туго- и мягкопластичными грунтами, кроме условия (8.51), должны выполняться следующие условия:
В формулах (8.51)—(8.53):
N σ — число моделирования; σ max — максимальное нормальное напряжение под подошвой сооружения; b — ширина подошвы фундамента; γ I — удельный вес грунта с учетом взвешивающего действия воды; N o — безразмерный критерий N o = 3 для всех грунтов, кроме песков плотных, для которых N o = 1; tg ψ I — расчетное значение коэффициента сдвига; σ m — среднее напряжение по подошве сооружения; с 0 v — коэффициент степени консолидации; t o — продолжительность возведения сооружения; m o — коэффициент уплотнения грунта; γ ω — удельный вес воды; h o — расчетная толщина консолидируемого слоя, определяется по табл. 8.11.
Таблица 8.11. Толщина консолидируемого слоя
Однослойное, водоупор на глубине h 1 ≤Н c
( Н с - сжимаемая толща)
Дренирующий слой на глубине
h 1 ≤ H c
Двухслойное с толщиной слоев
h 1 и h 2 (h 1 + h 2 ≤Н С ), к ƒ1 ≈ k ƒ2
То же, при дренирующем слое на глубине
h 1 + h 2
H o = d 1 + 0,5(b-b d )
( b d - ширина участков с дренажем)
h о = 0,5h 1 + 0,5( b-b d )
h o = ( h 1 + h 2 ) + 0,5( b-b d )
h о = 0,5( h 1 + h 2 ) + 0,5( b + b d )
При инженерных расчетах удобно использовать коэффициент устойчивости k s , который определяется как отношение удерживающих сил к сдвигающим. При k s < 1,0 происходит сдвиг, т.е. прочность объекта не обеспечена; при k s = 1,0 массив находится в состоянии критического (предельного) равновесия; при k s >1,0 система устойчива с определенным запасом.
Таким образом, коэффициент запаса устойчивости для случая плоского сдвига можно определить по формуле
Трение между грунтом и задней поверхностью конструкции
Значение соответственно активного или пассивного давления грунта зависит не только от выбранной теории решения, но и от трения между грунтом и задней поверхностью конструкции, а также когезии грунта к стене строительной конструкции, представленной углом δ . При угле δ = 0 давление грунта σ действует перпендикулярно на заднюю поверхность стены, и равнодействующая давления грунта P также перпендикулярна отмносительно задней поверхности конструкции.(см. Рис.):
Распределение давления грунта вдоль конструкции для δ = 0
Если в анализе давления грунта учитывается трение между грунтом и задней поверхностью стены, давление грунта σ и его равнодействующая P наклонены от задней поверхности стены на угол δ . Координаты углов трения δ от прямого угла к задней поверхности стены необходимо вводить в соответствии с взаимным движением конструкции и грунта. При увеличении значения δ значение активного давления грунта уменьшается, т.е. равнодействующая сила активного давления грунта отклоняется от нормального направления (см.Рис.):
Распределение давления грунта вдоль конструкции для δ ≠ 0
Значение угла δ обычно находится в пределах от δ ≤ 1/3φ до δ = 2/3φ . Ориентировочные значения угла трения между конструкцией и грунтом указаны в таблице значений δ для разных границ и в таблице рекомендованных значений |δ|/φ . Значение δ≤ 1/3φ можно использовать в случае гладкой отделки задней поверхности ограждающей конструкции (фольга и покрытия для защиты от грунтовой воды). Для неотделанной поверхности не следует превышать значение δ = 2/3φ . Определяя величину угла δ, следует учитывать и остальные условия, в частности, условие равновесия в вертикальном направлении. Необходимо определить способность конструкции передавать вертикальную пригрузку от трения грунта на ее заднюю поверхность, не вызывая при этом значительную вертикальную деформацию. В обратном случае следует уменьшить значение δ , т..к. может произойти лишь частичное воздействие трения на заднюю поверхность стены. В случае неуверенности более безпопасно принимать более низкое значение δ .
Цели и принципы стандартизации в Российской Федерации установлены Федеральным законом от 27 декабря 2002 г. N 184-ФЗ "О техническом регулировании", а правила разработки - постановлением Правительства Российской Федерации от 19 ноября 2008 г. N 858 "О порядке разработки и утверждения сводов правил".
1 ИСПОЛНИТЕЛИ - Научно-исследовательский, проектно-изыскательский и конструкторско-технологический институт оснований и подземных сооружений им. Н.М.Герсеванова - институт ОАО "НИЦ "Стрительство" (НИИОСП им. Н.М.Герсеванова)
4 УТВЕРЖДЕН приказом Министерства регионального развития Российской Федерации (Минрегион России) от 28 декабря 2010 г. N 823 и введен в действие с 20 мая 2011 г.
Информация об изменениях к настоящему своду правил публикуется в ежегодно издаваемом информационном указателе "Национальные стандарты", а текст изменений и поправок - в ежемесячно издаваемых информационных указателях "Национальные стандарты". В случае пересмотра (замены) или отмены настоящего свода правил соответствующее уведомление будет опубликовано в ежемесячно издаваемом информационном указателе "Национальные стандарты". Соответствующая информация, уведомление и тексты размещаются также в информационной системе общего пользования - на официальном сайте разработчика (Минрегион России) в сети Интернет
ВНЕСЕНА опечатка, опубликованная в Информационном Бюллетене о нормативной, методической и типовой проектной документации N 8, 2011 г.
Настоящий документ содержит указания по проектированию оснований зданий и сооружений, в том числе подземных, возводимых в различных инженерно-геологических условиях, для различных видов строительства.
Разработан НИИОСП им. Н.М.Герсеванова - институтом ОАО "НИЦ "Строительство" (д-ра техн. наук В.П.Петрухин, Е.А.Сорочан, канд. техн. наук И.В.Колыбин - руководители темы; д-ра техн. наук: Б.В.Бахолдин, А.А.Григорян, П.А.Коновалов, В.И.Крутов, Н.С.Никифорова, Л.Р.Ставницер, В.И.Шейнин; канд. техн. наук: А.Г.Алексеев, Г.И.Бондаренко, В.Г.Буданов, Ф.Ф.Зехниев, М.Н.Ибрагимов, О.И.Игнатова, В.А.Ковалев, В.К.Когай, В.В.Михеев, B.C.Поляков, В.В.Семкин, В.Г.Федоровский, М.Л.Холмянский, О.А.Шулятьев; инженеры: А.Б.Мещанский, О.А.Мозгачева).
1 Область применения
Настоящий свод правил (далее - СП) распространяется на проектирование оснований вновь строящихся и реконструируемых зданий и сооружений в котлованах.
Примечание - Далее вместо термина "здания и сооружения" используется термин "сооружения", в число которых входят также подземные сооружения.
Настоящий СП не распространяется на проектирование оснований гидротехнических сооружений, дорог, аэродромных покрытий, сооружений, возводимых на вечномерзлых грунтах, а также оснований глубоких опор и фундаментов машин с динамическими нагрузками.
Минимальное значение частоты определим по формуле (3.14):
, (3.14)
- коэффициент, учитывающий физико-механические свойства грунта. Определяется по таблице 12.
Коэффициент , характеризующий физико-механические свойства транспортируемого грунта
Грунты и их основания
Суглинки и глины
Известняки, глинистые сланцы, мел
– среднее усилие, необходимое для разрушения грунта режущей головкой, Н. Вычисляется по формуле (3.15):
, (3.15)
- радиус скважины, м. Определяется по таблице 9;
- число режущих граней на головке, обычно принимается равным 2-3;
k – коэффициент удельного сопротивления грунта разработки при бурении режущими головками фрезерного типа, определяется в зависимости от и по графику 2;
График 2 –Зависимость коэффициента удельного сопротивления от грунта резаниюk от толщины стружки hc и скорости бурения v:
1-2 – слабый известняк; 3-4 – суглинок влажный; 5-6 - супесь
- толщина стружки срезаемого грунта, м;
- скорость бурения, м/мин, определяется по формуле (3.16):
, (3.16)
и – диаметр шнека и скважины соответственно, м. Определяется по таблице 9;
n – максимальная частота вращения шнека, об/мин. Определяется по формуле (3.13);
- шаг шнека, м. Определяем по таблице 10;
- коэффициент объемного наполнения шнека, зависящий от высоты заполнения шнека и угла естественного откоса насыпных грунтов при движении по цилиндрическим кожухам. Определяем его в зависимости от высоты h(в долях отRш) по графику 3.
График 3 – Зависимость коэффициента от h и
1- ; 2- ;3-
Максимальное значение высоты h можно определить, исходя из геометрических размеров транспортируемого грунтового потока, размещенной в пределах шага шнека:
, (3.17)
LT – длина транспортируемого грунтового потока в пределах шага шнека, м. Для расчета можно взять LT=s;
- угол естественного откоса разрыхленного грунта в движении, определим по формуле (3.18):
, (3.18)
– угол естественного откоса грунта в покое, принимается по таблице 7;
- коэффициент разрыхления транспортируемого грунта, определяется по таблице 13.
Читайте также: