Геотехника_основания_и_фундаменты_мелкого_заложения

МИНИСТЕРСТВО НАУКИ И ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ
ФЕДЕРАЦИИ
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования
«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ
СТРОИТЕЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ»
Институт Гидротехнического и энергетического строительства
Кафедра Механики грунтов и геотехники
КУРСОВОЙ ПРОЕКТ (РАБОТА)
по дисциплине
«Геотехника. Основание и фундаменты»
Тема:
««Проектирование фундамента мелкого заложения гражданского здания.
Вариант: геология – 11, конструктив – 2»
Выполнил обучающийся
(институт (филиал), курс, группа, Ф.И.О.)
Руководитель курсовой работы
(ученое звание, ученая степень, должность, Ф.И.О.)
К защите
(дата, подпись руководителя)
Курсовая работа защищена с
оценкой
(оценка цифрой и прописью)
Руководитель курсовой работы
(дата, подпись руководителя)
Председатель аттестационной
комиссии
(ученое звание, ученая степень, должность, Ф.И.О.)
Члены комиссии:
(дата, подпись члена комиссии)
г. Москва
2023
ОГЛАВЛЕНИЕ
I. Задание на проектирование. Изучение, обработка и анализ исходной
информации, содержащейся в задании
1.1. Конструкция, сооружения, фундаменты, нагрузки
1.2. Инженерно-геологические условия площадки застройки и их оценка
II. Привязка сооружения к инженерно-геологическому разрезу
III. Проектирование сборных фундаментов мелкого заложения, возводимых
в открытых котлованах
3.1 Ленточный фундамент наружной стены здания с подвалом
3.2 Отдельный центрально нагруженный фундамент под внутреннюю
колонну здания с подвалом
IV. Расчет оснований по второму предельному состоянию – по деформациям
4.1 Определение конечной (стабилизированной) осадки фундамента мелкого
заложения методом послойного суммирования. Осадка ленточного фундамента
под наружные стены.
4.2 Определение конечной (стабилизированной) осадки фундамента мелкого
заложения методом послойного суммирования. Осадка отдельного фундамента под
внутреннюю колонну.
V. Проектирование свайных фундаментов
5.1 Ленточный свайный фундамент под наружную стену жилого дома с
подвалом
VI. Расчет оснований по второму предельному состоянию – по деформациям
6.1 Расчет конечной (стабилизированной) осадки свайного фундамента
методом послойного суммирования
6.2 Подбор молота для забивки свай и определение расчетного отказа
I. Задание на проектирование. Изучение, обработка и анализ исходной
информации, содержащейся в задании
1.1. Конструкция сооружения, фундаменты, нагрузки
В данном курсовом проекте необходимо запроектировать фундаменты под
жилое здание в 10 этажей. В плане здание состоит из четырех секций. Размеры в
плане в крайних осях: длина – 95,2 м, ширина – 12 м.
Высота этажа 3 м. Тогда высота здания 30,6 м.
Здание имеет подвал во всех осях. Пол подвала находится на отметке –2,2 м.
Отметка пола первого этажа ±0.00 на 0,6 м выше отметки спланированной
поверхности земли.
Здание выполнено из сборного ж/б каркаса колоннами сечением 40x40 см.
Наружные стены –кирпичные толщиной 64 см.
Внутренние стены – сборные панели толщиной 12 см.
Перекрытия – сборные многопустотные ж/б плиты толщиной 22 см.
Покрытие – сборные ж/б плиты.
Расчетная нагрузка на ленточный фундамент под стену (ось А)
Нормативные нагрузки на колонну, приложенные на отметке низа пола
первого этажа следующие:
- постоянная 𝑁п = 375 кН;
- временная 𝑁в = 23 кН.
К этим нагрузкам добавляются отдельно указанные в задании нагрузки:
постоянная 𝑁пп и временная 𝑁вп
- постоянная 𝑁пп = 14 кН;
- временная 𝑁вп = 2 кН.
Расчетные нагрузки:
- для расчетов по первой группе предельных состояний:
𝑁𝐼 = 1,2 ∙ ((375 + 14) + (23 + 2)) = 496,8 кН
- для расчетов по второй группе предельных состояний:
𝑁𝐼𝐼 = 1 ∙ ((375 + 14) + (23 + 2)) = 414 кН
Расчетная нагрузка на отдельный фундамент под колонну (ось Б)
Нормативные нагрузки на колонну, приложенные на отметке низа пола
первого этажа следующие:
- постоянная 𝑁п = 990 кН;
- временная 𝑁в = 158 кН.
К этим нагрузкам добавляются отдельно указанные в задании нагрузки:
постоянная 𝑁пп и временная 𝑁вп
- постоянная 𝑁пп = 65 кН;
- временная 𝑁вп = 3 кН.
Расчетные нагрузки:
- для расчетов по первой группе предельных состояний:
𝑁𝐼 = 1,2 ∙ ((990 + 65) + (158 + 3)) = 1459,2 кН
- для расчетов по второй группе предельных состояний:
𝑁𝐼𝐼 = 1 ∙ ((990 + 65) + (158 + 3)) = 1216 кН
1.2 Инженерно-геологические условия площадки застройки и их оценка
Для каждого из слоев грунта, вскрытых тремя скважинами, определяем
расчетные характеристики:
1й слой (проба отобрана из скв. №1 с глубины 0.2 м)
Растительный слой. 𝑅01 не нормируется.
2й слой (проба отобрана с глубины 3 м)
Вид – глинистый грунт, так как из таблицы видно, что 𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 > 1%
Разновидности:
– по числу пластичности:
𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 = 36,5 − 23,8 = 12,7 → суглинок
– по показателю текучести:
𝐼𝐿 =
𝑤 − 𝑤𝑝 22,9 − 23,8
=
= −0,07 → твердый
𝐼𝑝
12,7
Для определения 𝑅0 необходимо знать также коэффициент пористости 𝑒:
𝑒=
𝜌𝑠
26,98
∙ (1 + 𝑤) − 1 =
∙ (1 + 0,229) − 1 = 0,727
𝜌
19,2
Интерполяция за границы таблицы запрещено, следовательно 𝑅02 не
нормируется.
3й слой (проба отобрана с глубины 6 м)
Вид – глинистый грунт, так как из таблицы видно, что 𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 > 1%
Разновидности:
– по числу пластичности:
𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 = 46,8 − 26,6 = 20,2 → глина
– по показателю текучести:
𝐼𝐿 =
𝑤 − 𝑤𝑝 27 − 26,6
=
= 0,02 → полутвердый
𝐼𝑝
20,2
Для определения 𝑅0 необходимо знать также коэффициент пористости 𝑒:
𝑒=
𝜌𝑠
27,4
∙ (1 + 𝑤) − 1 =
∙ (1 + 0,27) − 1 = 0,74
𝜌
20
Интерполяция по интерполяционной формуле:
𝑅0(𝑒,𝐼𝐿 ) =
𝑒1 = 0,6
𝑒2 − 𝑒
[(1 − 𝐼𝐿 ) ∙ 𝑅0(1,0) + 𝐼𝐿 ∙ 𝑅0(1,1) ]
𝑒2 − 𝑒1
𝑒 − 𝑒1
+
[(1 − 𝐼𝐿 ) ∙ 𝑅0(2,0) + 𝐼𝐿 ∙ 𝑅0(2,1) ]
𝑒2 − 𝑒1
𝑒2 = 0,8 𝑅10 = 500 𝑅11 = 300 𝑅20 = 300 𝑅21 = 200
𝑅03 =
0,8 − 0,74
0,74 − 0,6
[(1 − 0,02) ∙ 500 + 0,02 ∙ 300] +
0,8 − 0,6
0,8 − 0,6
∙ [(1 − 0,02) ∙ 300 + 0,02 ∙ 200] = 357,4 кПа
Итак, расчетное сопротивление суглинка полутвердого с коэффициентом
пористости 𝑒 = 0,74 и 𝐼𝐿 = 0,02 равно 𝑅03 = 357,4 кПа.
4й слой (проба отобрана с глубины 10 м)
Вид – глинистый грунт, так как из таблицы видно, что 𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 > 1%
Разновидности:
– по числу пластичности:
𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 = 37 − 22 = 15 → суглинок
– по показателю текучести:
𝐼𝐿 =
𝑤 − 𝑤𝑝 25 − 22
=
= 0,2 → полутвердый
𝐼𝑝
15
Для определения 𝑅0 необходимо знать также коэффициент пористости 𝑒:
𝑒=
𝜌𝑠
27
∙ (1 + 𝑤) − 1 =
∙ (1 + 0,25) − 1 = 0,7
𝜌
19,8
Интерполяция по интерполяционной формуле:
𝑅0(𝑒,𝐼𝐿 ) =
𝑒1 = 0,6
𝑒2 − 𝑒
[(1 − 𝐼𝐿 ) ∙ 𝑅0(1,0) + 𝐼𝐿 ∙ 𝑅0(1,1) ]
𝑒2 − 𝑒1
𝑒 − 𝑒1
+
[(1 − 𝐼𝐿 ) ∙ 𝑅0(2,0) + 𝐼𝐿 ∙ 𝑅0(2,1) ]
𝑒2 − 𝑒1
𝑒2 = 0,8 𝑅10 = 500 𝑅11 = 300 𝑅20 = 300 𝑅21 = 200
𝑅04 =
0,8 − 0,7
0,7 − 0,6
[(1 − 0,2) ∙ 500 + 0,2 ∙ 300] +
0,8 − 0,6
0,8 − 0,6
∙ [(1 − 0,2) ∙ 300 + 0,2 ∙ 200] = 370 кПа
Итак, расчетное сопротивление суглинка полутвердого с коэффициентом
пористости 𝑒 = 0,7 и 𝐼𝐿 = 0,2 равно 𝑅04 = 370 кПа.
5й слой (проба отобрана с глубины 12 м)
Вид – глинистый грунт, так как из таблицы видно, что 𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 > 1%
Разновидности:
– по числу пластичности:
𝐼𝑝 = 𝑤𝐿 − 𝑤𝑝 = 26 − 20 = 6 → супесь
– по показателю текучести:
𝐼𝐿 =
𝑤 − 𝑤𝑝 24 − 20
=
= 0,67 → мягкопластичная
𝐼𝑝
6
Для определения 𝑅0 необходимо знать также коэффициент пористости 𝑒:
𝑒=
𝜌𝑠
26,9
∙ (1 + 𝑤) − 1 =
∙ (1 + 0,24) − 1 = 0,68
𝜌
19,9
𝑅0(𝑒,𝐼𝐿 ) =
𝑒1 = 0,5
𝑒2 − 𝑒
[(1 − 𝐼𝐿 ) ∙ 𝑅0(1,0) + 𝐼𝐿 ∙ 𝑅0(1,1) ]
𝑒2 − 𝑒1
𝑒 − 𝑒1
+
[(1 − 𝐼𝐿 ) ∙ 𝑅0(2,0) + 𝐼𝐿 ∙ 𝑅0(2,1) ]
𝑒2 − 𝑒1
𝑒2 = 0,7 𝑅10 = 350 𝑅11 = 250 𝑅20 = 250 𝑅21 = 180
𝑅05 =
0,7 − 0,68
0,68 − 0,5
[(1 − 0,67) ∙ 350 + 0,67 ∙ 250] +
0,7 − 0,5
0,7 − 0,5
∙ [(1 − 0,67) ∙ 250 + 0,67 ∙ 180] = 213,34 кПа
Итак, расчетное сопротивление суглинка полутвердого с коэффициентом
пористости 𝑒 = 0,68 и 𝐼𝐿 = 0,67 равно 𝑅05 = 213,34 кПа.
II. Привязка сооружения к инженерно-геологическому разрезу
Цель привязки – обеспечить опирание фундаментов мелкого заложения на
слой грунта, расположенный неглубоко от поверхности (≈1,5…3,5 м), имеющий
достаточно высокое расчетное сопротивление (𝑅0 не менее 150 кПа), не
являющийся сильно сжимаемым (𝐸0 >10000 кПа), который может использоваться
в качестве рабочего слоя для опирания данного здания.
Ленточный фундамент мелкого заложения под наружные стены и
столбчатый фундамент под колонны по всей площади здания опирается на один
слой. Основанием служит слой суглинок твердый, у данного слоя 𝑅0 не
нормируется. Под рабочим слоем имеется подстилающий слой – глина
полутвердая, расчетное сопротивление 𝑅0 = 357,4 кПа. Глубина заложения
фундамента выбрано так что до кровли подстилающего слоя расстояние составляет
1,5-4 м. Грунтовые воды находятся на 2,9 м ниже подошвы фундамента,
следовательно, не потребуется искусственное понижение уровня подземных вод.
III. Проектирование сборных фундаментов мелкого заложения, возводимых
в открытых котлованах
3.1 Ленточный фундамент наружной стены здания с подвалом
Необходимо
запроектировать
центрально
нагруженный
ленточный
фундамент на естественном основании под наружную стену жилого здания с
подвалом в г. Тверь. Длина стены 92,5 м. Нормативные нагрузки на стену,
приложенные на отметке низа пола первого этажа следующие: постоянная 𝑁п =
375 кН,- временная 𝑁в = 23 кН. К этим нагрузкам добавляются отдельно
указанные в задании нагрузки: постоянная 𝑁пп = 14 кН, временная 𝑁вп = 2 кН.
Расчетная нагрузка на стену 𝑁𝐼𝐼 = 1,0 ∙ [(375 + 14) + (23 + 2)] = 414 кН.
Отметка пола подвала –2,2 м. Отметка пола 1-го этажа на 0,6 м выше
планировочной отметки.
Определяем глубину заложения фундамента с учетом:
а) конструктивных особенностей подземной части здания:
𝑑 = ℎ𝑛 + ℎ𝑐𝑓 + ℎ𝑠 − ℎц
где ℎ𝑛 – разность отметок пола первого этажа (±0,00) и пола подвала (высота
подвала);
ℎ𝑐𝑓 – толщина пола подвала;
ℎ𝑠 – заглублении подошвы фундамента от низа пола подвала;
ℎц – высота цоколя – разность отметок ±0,00 и поверхности планировки DL.
𝑑 = 2,2 − 0,6 + 0,2 + 0,9 = 2,7 м
б) климатические условия района строительства (глубины промерзания):
Расчетная глубина сезонного промерзания грунта 𝑑𝑓 определяется по
формуле:
𝑑𝑓 = 𝑘ℎ ∙ 𝑑𝑓𝑛
где 𝑘ℎ – коэффициент, учитывающий влияние теплового режима здания. При
t = +10 °C в подвале 𝑘ℎ = 0,6;
𝑑𝑓𝑛 – нормативная глубина промерзания
𝑑𝑓𝑛 = 𝑑0 ∙ √𝑀𝑡
𝑑0 – величина, принимаемая для суглинков и глин – 0,23; супесей, песков
мелких и пылеватых – 0,28; песков гравелистых, крупных и средней крупности –
0,30; крупнообломочных грунтов – 0,34. 𝑑0 = 0,30 – песок средней крупности.
𝑀𝑡 – безразмерный коэффициент, численно равный сумме абсолютных
значений среднемесячных отрицательных температур за зиму в Твери.
𝑀𝑡 = 26,3
𝑑𝑓𝑛 = 0,23 ∙ √26,3 = 1,18 м
𝑑𝑓𝑛 = 0,6 ∙ 1,18 = 0,7м
в) инженерно-геологических условий площадки застройки:
Учет
рассмотренных
факторов,
влияющих
на
глубину
заложения
фундамента, показывает, что определяющей является глубина заложения,
полученная из конструктивных особенностей подземной части здания – 𝑑 = 2,7 м.
Определяем размеры площади подошвы фундамента.
Так как давление под подошвой фундамента рII зависит от размеров площади
подошвы, то этот размер подбирается методом последовательных приближений по
условию рII ≤ R.
Для этого задаемся как минимум тремя размерами ширины b фундамента, так
как площадь подошвы ленточного фундамента равновеликa его ширине b
(А=b×1пог.м.= b). и определяем среднее давление 𝑝𝐼𝐼 под подошвой фундамента
при принятых размерах площадей по формуле:
𝑝𝐼𝐼,𝑖 =
𝑁𝐼𝐼 + 𝑁ф𝐼𝐼,𝑖
𝐴𝑖
где 𝑁𝐼𝐼 – расчетная нагрузка на стену в уровне низа перекрытия над подвалом;
𝑁ф𝐼𝐼,𝑖 – расчетная нагрузка от веса фундамента и грунта на его обрезах,
приближенно определяемая по формуле:
𝑁фП, 1 = 𝑏1 ∙ 𝑏1 ∙ 𝑑 ∙ 𝑦ср = 1 ∙ 1 ∙ 2,7 ∙ 20 = 54 кН
𝑁фП, 2 = 𝑏2 ∙ 𝑏2 ∙ 𝑑 ∙ 𝑦ср = 2 ∙ 1 ∙ 2,7 ∙ 20 = 108 кН
𝑁фП, 3 = 𝑏3 ∙ 𝑏3 ∙ 𝑑 ∙ 𝑦ср = 3 ∙ 1 ∙ 2,7 ∙ 20 = 162 кН
𝑑 – глубина заложения фундамента, 𝑑 = 2,7 м.
𝛾ср = 20 кН/м3 – средний удельный вес материала фундамента и грунта на
его обрезах.
𝑝𝐼𝐼1 =
414 + 54
= 463 кПа
1∙1
𝑝𝐼𝐼1 =
414 + 108
= 261 кПа
2∙1
𝑝𝐼𝐼1 =
414 + 162
= 192 кПа
3∙1
По полученным значениям 𝑝𝐼𝐼,𝑖 в зависимости от 𝑏𝑖 строится график 𝑝𝐼𝐼 =
𝑓(𝑏𝑖 ) в выбранном масштабе.
Вычисляется расчетное сопротивление грунта основания по формуле:
𝑅=
𝛾𝑐1 ∙ 𝛾𝑐2
[𝑀𝛾 ∙ 𝑘𝑧 ∙ 𝑏 ∙ 𝛾𝐼𝐼 + 𝑀𝑞 ∙ 𝑑1 ∙ 𝛾𝐼𝐼′ + (𝑀𝑞 − 1) ∙ 𝑑𝑏 ∙ 𝛾𝐼𝐼′ + 𝑀𝑐 ∙ 𝑐𝐼𝐼 ]
𝑘
где 𝛾𝑐1 и 𝛾𝑐2 – коэффициенты условий работы грунтового основания и здания
во взаимодействии с основанием.
𝛾𝑐1 – зависит от вида и разновидности грунта, лежащего под подошвой
фундамента. В нашем случае – суглинок твердый и, следовательно, 𝛾𝑐1 = 1,25;
𝛾𝑐2 = 1,0 – гибкая конструктивная схема здания;
𝑘 = 1,0 – коэффициент, принятый равным 1, так как прочностные
характеристики грунта 𝜑𝐼𝐼 и 𝑐𝐼𝐼 определены по результатам непосредственных
испытаний;
𝑀𝛾 , 𝑀𝑞 , 𝑀𝑐 – коэффициенты, принимаемые в зависимости от расчетного
значения угла внутреннего трения грунта 𝜑𝐼𝐼 , находящегося непосредственно под
подошвой фундамента, т.е. "рабочего слоя". При 𝜑𝐼𝐼 = 17°: 𝑀𝛾 = 0,395, 𝑀𝑞 = 2,58,
𝑀𝑐 = 5,15;
𝑘𝑧 – коэффициент, принимается равным единице при ширине фундамента
𝑏 < 10 м и 𝑘𝑧 = 𝑧0 /𝑏 + 0,2, при 𝑏 ≥ 10 м, (В нашем случае 𝑘𝑧 = 1,0);
𝑏 – сторона (ширина) подошвы фундамента, м;
𝛾𝐼𝐼′ – осредненное (по слоям) расчетное значение удельного веса грунтов,
залегающих выше отметки подошвы фундамента, то есть в пределах глубины
заложения фундамента 𝑑 = 2,7 м (от подошвы фундамента до уровня планировки
срезкой или подсыпкой);
𝛾𝐼𝐼′ = 19,2к Н/м3
𝛾𝐼𝐼 – удельный вес грунта, залегающего ниже подошвы фундамента на 1,5 м,
для суглинка твердого , имеющего 𝛾𝐼𝐼 = 19,2 кН/м3 .
𝑐𝐼𝐼 – расчетное значение удельного сцепления грунта, залегающего
непосредственно под подошвой фундамента (𝑐𝐼𝐼 = 18 кПа);
𝑑1 – приведенная глубина заложения наружных и внутренних фундаментов
со стороны подвала:
𝑑1 = ℎ𝑠 + ℎ𝑐𝑓 ∙
𝛾𝑐𝑓
𝛾𝐼𝐼′
где ℎ𝑠 – толщина слоя грунта от отметки подошвы фундамента до отметки
низа пола подвала, м;
ℎ𝑐𝑓 – толщина конструкции пола подвала, м;
𝛾𝑐𝑓 – расчетное значение удельного веса материала конструкций пола
подвала, принимается равным 22 кН/м3 .
𝑑1 = 0,9 + 0,2 ∙
22
= 1,11 м
19,2
𝑑𝑏 – глубина подвала – расстояние от уровня планировки до пола подвала, м
(для сооружений с подвалом шириной 𝑏 ≤ 20 м и глубиной свыше 2 м,
принимается 𝑑𝑏 = 2 м. В нашем случае 𝑑𝑏 = 1,6 м.
Определение 𝑅 производим при значениях 𝑏 = 0 (𝐴 = 0 м2 ) и 𝑏 = 3 м (𝐴 =
3 м2 ):
𝑅=
𝑅=
1,25 ∙ 1
[2,58 ∙ 1,11 ∙ 19,2 + (2,58 − 1) ∙ 1,6 ∙ 19,2] = 245,3 кПа
1
1,25 ∙ 1
[0,395 ∙ 1 ∙ 3 ∙ 19,2 + 2,58 ∙ 1,11 ∙ 19,2 + (2,58 − 1) ∙ 1,6 ∙ 19,2 + 5,15
1
∙ 18] = 273,7 кПа
По полученным двум значениям 𝑅1 и 𝑅2 в зависимости от 𝑏 строится график
𝑅 = 𝑓(𝐴).
Рис. 3.1.1 Графическое определение ширины подошвы фундамента под наружную
стену.
Точка пересечения двух графиков 𝑅 = 𝑓(𝐴) и 𝑝𝐼𝐼 = 𝑓(𝐴) определяет
требуемое значение ширины подошвы отдельного фундамента: 𝑏т = 1,97 м и
𝐴т = 1,97 м2.
по каталогу [17] выбираем фундаментную плиту с шириной ближайшей к
требуемой bТ=1,97 м. Выбрали ФЛ20.30-3 шириной b=2 м, длиной l=3,0 м, высотой
h=0,5 м, 3-й несущей способности (допустимое среднее давление под подошвой до
350 кПа) и определяем новое значение R при такой ширине фундамента.
Определяем новое значение 𝑅 при ширине фундамента 𝑏 = 2 м:
𝑅=
1,25 ∙ 1
[0,395 ∙ 1 ∙ 2 ∙ 19,2 + 2,58 ∙ 1,11 ∙ 19,2 + (2,58 − 1) ∙ 1,6 ∙ 19,2 + 5,15
1
∙ 18] = 264,25 кПа
Конструкция стеновой части фундамента (стены подвала).
Для ее возведения используют 4 сплошных стеновых блока ФБС24.4.6-т
длиной 2,4 м, шириной 0,4 м и высотой 0,6 м из тяжелого бетона, а также
существует монолитный участок высотой 0,1 м выполненных также из тяжелого
бетона. Такие размеры блоков согласуются с величиной нагрузки NII и шириной
стены. Высота стены подвала равна расстоянию от верха опорной плиты до низа
напольного перекрытия.
Проверяем фактическое среднее давление под подошвой фундамента
pII =
NII + Q II + GII
≤𝑅
А
Собственный вес 1 пог. м фундамента QII складывается из веса
железобетонной п ФЛ20.30-3, четырех бетонных стеновых фундаментных блоков
сплошных ФБС, монолитной ж/б части и пригрузки от пола подвала на внутренней
консольной части опорной плиты (см. рис. 3.3):
QII =(b ∙ h ∙ жб + bб ∙ hб ∙ б ∙ n + ак ∙ hcf ∙ cf) × 1,0=
= (2∙ 0,5 ∙ 24 + 0,4 ∙ 0,6 ∙ 22 ∙ 4+0,1 ∙ 0,4 ∙ 22 + 0,8 ∙ 0,2 ∙ 20) × 1,0 = 54,6 кН/м.
Удельный вес бетона блоков (ФБС, монолитной части) и пола подвала принят
равным соответственно б=22 кН/м3 cf =20 кН/м3. Удельный вес железобетона
фундаментной плиты ФЛ20.30-3 принят равным жб =24 кН/м3.
Вес грунта на консольной части фундаментной плиты с наружной стороны:
GII = ак ∙ h ∙1 ∙ II =0,8 ∙ 2,2 ∙ 1 ∙ 18 + 1∙ 0,4 ∙ 1 ∙ 18 = 46,8 кН/м,
ак= 0,8 м – вылет консольной части плиты в сторону обратной засыпки (и в
сторону подвала при вычислении веса пола подвала, входящего в QII);
II = 18 кН/м3 – удельный вес обратной засыпки.
Итак, полная расчетная нагрузка, действующая на грунт на отметке подошвы
фундамента при ширине опорной плиты b=2 м составляет:
NII + QII + GII= 414 + 54,6 + 46,8 = 515,4 кН/м.
При этом среднее напряжение pII под подошвой фундамента на 1 пог.м его
длины составит:
pII = 515,6 / (2 ∙ 1) = 257,7 кПа
Сравниваем полученное значение pII при принятых размерах фундаментной
плиты ФЛ20.30-3 с расчетным сопротивлением R грунта основания:
pII = 257,7 кПа < R = 264,25 кПа.
Согласно п. 2.41 [6] среднее давление под подошвой фундамента рII не
должно превышать paсчетного сопротивления R несущего слоя основания, так как
расчет ведется по модели линейного деформирования грунта.
Определяем разницу между R и рII:
=
264,25−257,7
257,8
◦ 10 0 % 
Превышение расчётного сопротивления R над средним давлением,
действующим под подошвой ленточного фундамента рII не должно составлять
более 10%. Так как оно составляет 2,5%, то ширина подошвы фундамента
подобрана экономично.
Рис. 3.1.2 Схематический разрез фундамента под наружную стену.
3.2 Отдельный центрально нагруженный фундамент под внутреннюю
колонну здания с подвалом
Нагрузка на внутреннюю колонну значительно больше, чем на наружную
стену – N_II^Б =1216 кН. Поэтому при максимальной стандартной (данной по
закупкам) площади 2,1х2,1 м одноблочного фундамента марки 2Ф21.9-3 давление
под подошвой фундамента внутренней колонны составит pII = 1216 /2,12 = 573 кПа.
Это скорее всего будет значительно больше расчетного сопротивления грунта
основания R (которое я посчитаю ниже). Поэтому стандартную максимальную
площадь одноблочного фундамента 2,1х2,1 будем увеличивать зачёт устройства
дополнительной монолитной плиты необходимого по условию pII ≤ R. Принимаем
толщину плиты 0,3 м. При это глубина заложения фундамента внутренней колонны
определить из конструктивных соображений и составит 3 м.
Определяем размеры площади подошвы фундамента.
Так как давление под подошвой фундамента рII зависит от размеров площади
подошвы, то этот размер подбирается методом последовательных приближений по
условию рII ≤ R.
Для этого задаемся как минимум тремя размерами площади подошвы Аi
отдельного фундамента под колонну, например 𝐴1 = 2 м2 ; 𝐴2 = 4 м2 ; 𝐴3 = 9 м2 и
определяем среднее давление под подошвой фундамента для каждого значения 𝐴𝑖
по формуле:
𝑝𝐼𝐼,𝑖 =
𝑁𝐼𝐼 + 𝑁ф𝐼𝐼,𝑖
𝐴𝑖
где 𝑁𝐼𝐼 – расчетная нагрузка на колонну в уровне низа перекрытия над
подвалом;
𝑁ф𝐼𝐼,𝑖 – расчетная нагрузка от веса фундамента и грунта на его обрезах,
приближенно определяемая по формуле:
𝑁ф𝐼𝐼,𝑖 = 𝐴𝑖 ∙ 𝑑1 ∙ 𝛾ср
NфП,1 = А1 ∙ d ∙ yср = 2 ∙ 1,41 ∙ 20 = 56,4 кН
NфП,2= А2 ∙ d ∙ yср = 4 ∙ 1,41 ∙ 20 = 112,8 кН
NфП,3 = А3 ∙ d ∙ yср = 9 ∙ 1,41 ∙ 20 = 253,3кН
Приведенная глубина заложения внутренних фундаментов подвале
𝑑1 = ℎ𝑠 + ℎ𝑐𝑓 ∙
𝑑1 = 1,2 + 0,2 ∙
𝛾𝑐𝑓
𝛾𝐼𝐼′
20
= 1,41 м
19,2
Определенные расчетом значения 𝑝𝐼𝐼,𝑖 в зависимости от 𝐴𝑖 , наносятся на
график 𝑝𝐼𝐼 = 𝑓(𝐴𝑖 ) в выбранном масштабе:
𝑝𝐼𝐼1 =
1216 + 56,4
= 636,2 кПа
1
𝑝𝐼𝐼1 =
𝑝𝐼𝐼1 =
1216 + 112,8
= 332,2 кПа
4
1216 + 253,3
= 163,31 кПа
9
Определяем расчетное сопротивление грунта основания в зависимости от
ширины подошвы фундамента 𝑏 по формуле:
𝑅=
𝛾𝑐1 ∙ 𝛾𝑐2
[𝑀𝛾 ∙ 𝑘𝑧 ∙ 𝑏 ∙ 𝛾𝐼𝐼 + 𝑀𝑞 ∙ 𝑑1 ∙ 𝛾𝐼𝐼′ + (𝑀𝑞 − 1) ∙ 𝑑𝑏 ∙ 𝛾𝐼𝐼′ + 𝑀𝑐 ∙ 𝑐𝐼𝐼 ]
𝑘
где 𝛾𝑐1 и 𝛾𝑐2 – коэффициенты условий работы грунтового основания и здания
во взаимодействии с основанием.
𝛾𝑐1 – зависит от вида и разновидности грунта, лежащего под подошвой
фундамента. В нашем случае – песок средней крупности и, следовательно, 𝛾𝑐1 =
1,25;
𝛾𝑐2 = 1,0 – гибкая конструктивная схема здания;
𝑘 = 1,0 – коэффициент, принятый равным 1, так как прочностные
характеристики грунта 𝜑𝐼𝐼 и 𝑐𝐼𝐼 определены по результатам непосредственных
испытаний;
𝑀𝛾 , 𝑀𝑞 , 𝑀𝑐 – коэффициенты, принимаемые в зависимости от расчетного
значения угла внутреннего трения грунта 𝜑𝐼𝐼 , находящегося непосредственно под
подошвой фундамента, т.е. "рабочего слоя". При 𝜑𝐼𝐼 = 17°: 𝑀𝛾 = 0,395, 𝑀𝑞 = 2,58,
𝑀𝑐 = 5,15;
𝑘𝑧 – коэффициент, принимается равным единице при ширине фундамента
𝑏 < 10 м и 𝑘𝑧 = 𝑧0 /𝑏 + 0,2, при 𝑏 ≥ 10 м, (В нашем случае 𝑘𝑧 = 1,0);
𝑏 – сторона (ширина) подошвы фундамента, м;
𝛾𝐼𝐼′ – осредненное (по слоям) расчетное значение удельного веса грунтов,
залегающих выше отметки подошвы фундамента, то есть в пределах глубины
заложения фундамента 𝑑 = 3 м (от подошвы фундамента до уровня планировки
срезкой или подсыпкой);
𝛾𝐼𝐼′ = 19,2 кН/м3
𝛾𝐼𝐼 – удельный вес грунта, залегающего ниже подошвы фундамента, для
песка пылеватого 𝛾𝐼𝐼 =19,2 кН/м3
𝑐𝐼𝐼 – расчетное значение удельного сцепления грунта, залегающего
непосредственно под подошвой фундамента (𝑐𝐼𝐼 = 18 кПа);
𝑑1 – приведенная глубина заложения наружных и внутренних фундаментов
со стороны подвала:
𝑑1 = ℎ𝑠 + ℎ𝑐𝑓 ∙
𝛾𝑐𝑓
𝛾𝐼𝐼′
где ℎ𝑠 – толщина слоя грунта от отметки подошвы фундамента до отметки
низа пола подвала, м;
ℎ𝑐𝑓 – толщина конструкции пола подвала, м;
𝛾𝑐𝑓 – расчетное значение удельного веса материала конструкций пола
подвала, принимается равным 20 кН/м3 .
𝑑1 = 1,2 + 0,2 ∙
20
= 1,41 м
19,2
𝑑𝑏 – глубина подвала – расстояние от уровня планировки до пола подвала, м
(для сооружений с подвалом шириной 𝑏 ≤ 20 м и глубиной свыше 2 м,
принимается 𝑑𝑏 = 2 м. В нашем случае 𝑑𝑏 = 1,6 м.
Определение 𝑅 производим при значениях 𝑏 = 0 (𝐴 = 0 м2 ) и 𝑏 = 3 м (𝐴 =
9 м2 ):
𝑅𝑏=0 =
1,25 ∙ 1
[2,58 ∙ 1,41 ∙ 19,2 + (2,58 − 1) ∙ 1,6 ∙ 19,2 + 5,15 ∙ 18] = 264 кПа
1
𝑅𝑏=3 =
1,25 ∙ 1
[0,395 ∙ 1 ∙ 3 ∙ 19,2 + 2,58 ∙ 1,41 ∙ 19,2 + (2,58 − 1) ∙ 1,6 ∙ 19,2
1
+ 5,15 ∙ 18] = 292,4 кПа
По полученным двум значениям 𝑅1 и 𝑅2 в зависимости от 𝑏 строится график
𝑅 = 𝑓(𝐴).
Точка пересечения двух графиков 𝑅 = 𝑓(𝐴) и 𝑝𝐼𝐼 = 𝑓(𝐴), снесенная на ось 𝐴
определяет требуемое значение площади общего монолитного фундамента под две
колонны.
Рис. 3.2.1 Графическое определение площади подошвы общего отдельного
фундамента под колонну.
Требуемое значение площади подошвы общего фундамента 𝐴 = 5,36 м2 .
𝑏 = √𝐴 = √5,36 = 2,31 м
Требуемая ширина фундамента b=2,31 м, конструируем составной
фундамент из опорной плиты 2,4х2,4 м, высотой 30 см и подколонника размером
(1,2×1,2×0,9 м) и фундамента 2Ф12.9-2, используемого в качестве подколонника.
Определяем новое значение 𝑅 при ширине фундамента b= 2,4 м:
𝑅=
1,25 ∙ 1
[0,395 ∙ 1 ∙ 2,4 ∙ 19,2 + 2,58 ∙ 1,41 ∙ 19,2 + (2,58 − 1) ∙ 1,6 ∙ 19,2 + 5,15
1
∙ 18] = 286,6 кПа
Проверяем фактическое среднее давление под подошвой фундамента.
Объем фундамента и грунта на его обрезах:
𝑉о = 2,4 ∙ 2,4 ∙ 1,2 = 6,91 м3
Объем опорной плиты и подколонника
𝑉ф = 2,4 ∙ 2,4 ∙ 0,3 + 1,2 ∙ 1,2 ∙ 0,9 = 3,02 м3
Объем грунта на опорной плите вокруг подколонника
𝑉гр = 𝑉о − 𝑉ф = 6,91 − 3,024 = 3,89 м3
Удельный вес конструктивных элементов фундамента принимаем равным
24кН/м3 .
Таким образом, вес самого фундамента:
𝑄ф = 3,02 ∙ 24 = 72,48 м3
Собственный вес колонны размером 0,4 ∙ 0,4 м:
𝑄𝑘 = 0,4 ∙ 0,4 ∙ 3 ∙ 24 = 11,52 м3
Собственный вес ригеля размером 0,4 ∙ 0,4 м длинной 5,6 м:
𝑄р = 0,4 ∙ 0,4 ∙ 5,6 ∙ 24 = 21,5 м3
Удельный вес грунта обратной засыпки принимаем равным 18кН/м3 .
Тогда вес грунта на обрезах фундамента:
𝐺гр = 3,89 ∙ 18 = 70,02 м3
Вес пригрузки от бетонного пола подвала в пределах плана фундамента
𝐺𝑛 = (2,42 − 0,42 ) ∙ 0,2 ∙ 22 = 24,64 кН
𝑄𝐼𝐼 = 𝑄ф + 𝑄𝑘 + 𝑄р = 72,48 + 11,52 + 21,5 = 105,48 кН
𝐺𝐼𝐼 = 𝐺гр + 𝐺𝑛 = 70,02 + 24,64 = 94,66 кН
Давление под подошвой фундамента:
𝑝𝐼𝐼 =
1216 + 105,48 + 94,66
= 245,9 кПа < 𝑅 = 286,6кПа
2,4 ∙ 2,4
Разница значений pII и R в проекте для отдельно стоящих фундаментов не
должна превышать 20%, причем pII всегда должно быть меньше или равно R.
Т.к. разница значений pII и R составляет 16,5%, то площадь подошвы
отдельного фундамента запроектирована экономично. Окончательно принимаем
фундаментную плиту 2,4×2,4 м.
Рис. 3.2.2 Схематичный разрез фундамента под внутреннюю колонну здания
каркасного типа.
IV. Расчет оснований по второму предельному состоянию – по деформациям
4.1 Определение конечной (стабилизированной) осадки фундамента
мелкого заложения методом послойного суммирования. Осадка ленточного
фундамента под наружные стены.
Фундамент мелкого заложения наружной стены многоэтажного жилого дома
принят ФЛ20.30-3, глубина заложения 𝑑 = 2,7 м, среднее давление под подошвой
𝑝 = 257,8 кПа < 𝑅 = 264,25 кПа.
Деформационные
свойства
грунтов
определены
лабораторными
компрессионными испытаниями (II и III слои) и полевыми штамповыми (IV и V
слои), результаты которых приводятся ниже.
Результаты компрессионных
Результаты штамповых испытаний
испытаний
Диаметр штампа 27,7 см
Глубиной 3 м (II
Глубиной 6 м (III
Глубиной 10 м
Глубиной 12 м
слой)
слой)
(IV слой)
(V слой)
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑆, мм
𝑃, кПа
𝑆, мм
0
0,727
0
0,74
0
0,0
0
0,0
50
0,722
50
0,738
50
0,61
50
0,66
100
0,717
100
0,735
100
1,21
100
1,34
200
0,712
200
0,731
150
1,8
150
1,99
400
0,706
400
0,727
200
2,41
200
2,66
250
3,08
250
3,82
300
3,85
300
5,83
350
5,04
350
8,33
Расчет осадки основания выполняется с целью установления соответствия
требованиям, при которых конечная осадка основания и крен фундаментной плиты
не должны превышать предельно допустимых значений, принимаемых по таблице
Г.1 СП 22.13330.2016 в зависимости от типа сооружения.
Осадку плиты рассчитываем методом послойного суммирования. Расчетная
формула осадки метода послойного суммирования имеет вид:
𝑛
𝑛
𝑖=1
𝑖=1
𝜎𝑧𝛾,𝑖 ∙ ℎ𝑖
(𝜎𝑧𝑝,𝑖 − 𝜎𝑧𝛾,𝑖 ) ∙ ℎ𝑖
𝑆 =𝛽∙∑
+𝛽∙∑
𝐸𝑖
𝐸𝑒,𝑖
где 𝛽 – безразмерный коэффициент, равный 0,8;
𝜎𝑧𝑝,𝑖 – среднее значение вертикального нормального напряжения (далее –
вертикальное напряжение) от внешней нагрузки в i-ом слое грунта по вертикали,
проходящей через центр подошвы фундамента, кПа;
ℎ𝑖 – толщина i-го слоя грунта, см, принимаемая не более 0,4 ширины
фундамента;
𝐸𝑖 – модуль деформации i-го слоя грунта по ветви первичного нагружения,
кПа;
𝜎𝑧𝛾,𝑖 – среднее значение вертикального напряжения в i-ом слое грунта по
вертикале, проходящей через центр подошвы фундамента, от собственного веса
выбранного при отрывке котлована грунта, кПа;
𝐸𝑒,𝑖 – модуль деформации i-го слоя грунта по ветви вторичного нагружения,
кПа. Принимаем 𝐸𝑒,𝑖 = 5𝐸𝑖 ;
𝑛 – число слоев, на которые разбита сжимаемая толща основания.
Так как глубина котлована менее 5 м, то второе слагаемое в формуле не
учитываем.
Подготавливаем графическую схему, необходимую для расчета осадки.
Вычисляем для ее построения необходимые данные.
Вычисление ординат эпюры природного давления 𝝈𝒛𝒈,𝒊
При планировке срезкой эпюра природного давления на планировочной
отметке DL принимается равной нулю.
𝜎𝑧𝑔0 = 𝛾2 ∙ 𝐻0 = 19,2 ∙ 2,7 = 51,84 кПа – на отметке подошвы фундамента
𝜎𝑧𝑔1 = 𝜎𝑧𝑔0 + 𝛾2 ∙ 𝐻1 = 19,2 ∙ 4,51 = 86,6 кПа – на границе II и III слоев
𝜎𝑧𝑔2 = 𝜎𝑧𝑔1 + 𝛾2 ∙ 𝐻2 = 86,6 + 20 ∙ 1,09 = 108,4 кПа – на границе грунтовых вод
𝜎𝑧𝑔3 = 𝜎𝑧𝑔2 + 𝛾2 ∙ 𝐻3 = 108,4 + 20 ∙ 2,15 = 151,4 кПа – на границе III и IV слоев
𝜎𝑧𝑔4 = 𝜎𝑧𝑔3 + 𝛾3 ∙ 𝐻4 = 151,4 + 19,8 ∙ 2,36 = 198,12 кПа – на границе IV и V
слоев
𝜎𝑧𝑔5 = 𝜎𝑧𝑔4 + 𝛾4 ∙ 𝐻5 = 198,12 + 19,9 ∙ 3,9 = 297,21 кПа – на границе V слоz
Вычисление ординат вспомогательной эпюры 𝟎, 𝟓𝝈𝒛𝒈,𝒊
𝜎𝑧𝑔,𝑖
51,84
86,6
108,4
151,4
198,12
297,21
0,5𝜎𝑧𝑔,𝑖
25,92
43,3
54,2
75,7
99,06
148,6
Вычисление ординат эпюры дополнительного давления 𝝈𝒛𝒑,𝒊
Разбиение сжимаемой толщи на элементарные слои производится таким
образом, чтобы толщина элементарного слоя не превышала 0,4 ширины подошвы
фундамента, и при этом каждый элементарный слой содержал однородный грунт.
ℎ𝑖 ≤ 0,4 ∙ 𝑏 = 0,4 ∙ 2 = 0,8, принимаем для расчёта ℎ𝑖 = 0,5 м и разбиваем
грунтовую толщу на элементарные слои.
Вертикальное давление от собственного веса:
𝜎𝑧𝑝 = 𝜎𝑧𝑝,𝑜 ∙ 𝛼𝑖
Вертикальное напряжение от собственного веса грунта на отметке подошвы
фундамента:
𝜎𝑧𝛾 = 𝜎𝑧𝑔,𝑜 ∙ 𝛼𝑖
где α – коэффициент, принимаемый по таблице 5.8 СП 22.13330.2016 в
зависимости от относительной глубины 𝜉 = 2 ∙ 𝑧/𝑏.
Сначала вычисляется верхняя ордината эпюры 𝜎𝑧𝑝,𝑜 и 𝜎𝑧𝛾,𝑜 непосредственно
под подошвой фундамента при 𝑧 = 0:
𝜎𝑧𝑝,𝑜 = 𝑝 = 257,8 кПа; 𝜎𝑧𝛾,𝑜 = 𝜎𝑧𝑔,0 = 51,84 кПа
Затем
вычисляются
другие
ординаты
для
различных
глубин
𝑧𝑖
откладываемых от подошвы фундамента. Коэффициенты 𝛼𝑖 берутся в зависимости
от отношения длины фундамента стены 𝑙 к ширине фундамента 𝑏, то есть 𝜂 =
𝑙/𝑏 = 95,2/2,4 = 39,67 – фундамент ленточный.
Строи эпюру дополнительного давления 𝜎𝑧𝑝 :
№
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
ξ=2zi/b
0
0,5
0,5
0,5
1,81
2,31
2,81
3,31
3,81
4,31
4,81
5,05
𝜉∗𝑏
z i=
αi
2
1
0
0,953
0,5
0,818
1,0
0,67
1,5
0,593
1,81
0,493
2,31
0,419
2,81
0,364
3,31
0,321
3,81
0,286
4,31
0,258
4,81
0,246
5,05
h i, м
0,5
0,5
0,5
0,31
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
0,5
0,249
𝜎𝑧𝑝,𝑖 , кПа
257,8
245,7
210,9
172,7
152,9
127,1
108
93,8
82,8
73,7
66,5
63,4
Нижняя граница сжимаем толщи BC на пересечении 0,5𝜎𝑧𝑔 и 𝜎𝑧𝑝 находится
на глубине 𝐻𝑐 = 4,226 м. Делим данную высоту на элементарные слои и считаем
осадку.
Рис. 4.1.1 Схема к расчету осадки методом элементарного суммирования (наружная
стена ось A)
Вычисление деформационных характеристик слоев грунта основания
После вычисления ординат и построения эпюр природного 𝜎𝑧𝑔 , 0,5𝜎𝑧𝑔 , и
дополнительного 𝜎𝑧𝑝 давлений появилась возможность увидеть, каким было в
середине каждого (i-го) грунтового слоя давление 𝜎𝑧𝑔,𝑖 от собственного веса
вышележащей толщи грунтов в природном состоянии и каким стало полное
давление 𝜎𝑧полное = 𝜎𝑧𝑔 + 𝜎𝑧𝑝 , когда к природному давлению добавилось давление
𝜎𝑧𝑝 от построенного сооружения. Это позволяет получить интервал изменения
напряжения ∆𝜎𝑧𝑝,𝑖 = 𝜎𝑧полное − 𝜎𝑧𝑔,𝑖 и соответствующий ему интервал изменения
коэффициентов пористости e по компрессионной кривой или осадки 𝑠 по графику
испытаний штампом, которые необходимы для расчета деформационных
характеристик грунта 𝑚0 , 𝑚𝑣 , 𝐸.
По результатам компрессионных и штамповых испытаний (таблицы,
приведенные в исходных данных примера) строятся соответствующие графики,
которые используются при определении деформационных характеристик.
Компрессионные испытания
II слой суглинок твердый (глубина отбора 3 м)
𝜎𝑧𝑔 =
51,84 + 86,6
= 70,72 кПа 𝑒1 = 0,7194
2
𝜎𝑧 полн = 𝜎𝑧𝑔 +
257,8 + 152,9
= 276,07 кПа 𝑒2 = 0,7095
2
Коэффициент сжимаемости:
𝑒1 − 𝑒2
𝑚0,𝐼𝐼 = полн
𝜎𝑧
− 𝜎𝑧𝑔
=
0,7194 − 0,7095
276,07 − 70,72
= 0,000048 кПа−1
Относительный коэффициент сжимаемости:
𝑚𝑣,𝐼𝐼 =
𝑚0
0,000048
=
= 0,000028 кПа−1
1 + 𝑒1 1 + 0,71948
Модуль деформации:
𝐸𝐼𝐼 =
𝛽
0,8
=
= 28 571 кПа
𝑚𝑣,𝑉 0,000028
Компрессионные испытания
III слой глина полутвердая (глубина отбора 6,0 м)
86,6 + 151,4
= 119 кПа 𝑒1 = 0,7339
2
136,4 + 67,4
𝜎𝑧 полн = 𝜎𝑧𝑔 +
= 220,9 кПа 𝑒2 = 0,7307
2
𝜎𝑧𝑔 =
Коэффициент
сжимаемости:
𝑒1 − 𝑒2
𝑚0,𝐼𝐼𝐼 = полн
𝜎𝑧
− 𝜎𝑧𝑔
=
0,7339 − 0,7307
220,9 − 119
= 0,000034 кПа−1
Относительный коэффициент сжимаемости:
𝑚𝑣,𝐼𝐼𝐼 =
𝑚0
0,000034
=
= 0,000021 кПа−1
1 + 𝑒1 1 + 0,7339
Модуль деформации:
𝐸𝐼𝐼𝐼 =
𝛽
0,8
=
= 37209 кПа
𝑚𝑣,𝑉 0,000021
Вычисление осадки
Осадка в каждом грунтовом слое складывается из осадок входящих в него
элементарных слоев полных и неполных.
II слой (четыре элементарных слоя):
𝑠1 =
0,8
257,8 + 245,7 51,84 + 49,4
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,0028 м
28 571
2
2
𝑠2 =
0,8
245,7 + 210,9 49,4 + 42,41
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,0025 м
28 571
2
2
𝑠3 =
0,8
210,9 + 172,7 42,41 + 34,73
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,0021 м
28 571
2
2
𝑠4 =
0,8
172,7 + 152,9 34,73 + 30,74
∙ ((
−
) ∙ 0,31) = 0,0018 м
28 571
2
2
III слой (пять элементарных слоев):
𝑠5 =
0,8
152,9 + 127,1 30,74 + 25,73
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,0012 м
37209
2
2
𝑠6 =
0,8
127,1 + 108 25,73 + 21,72
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,001 м
37209
2
2
𝑠7 =
0,8
108 + 93,8 21,72 + 18,87
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,00086 м
37209
2
2
𝑠8 =
0,8
93,8 + 82,8 18,87 + 16,64
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,00075 м
37209
2
2
𝑠9 =
0,8
97,14 + 86,61 16,64 + 15,13
∙ ((
−
) ∙ 0,5) = 0,0015 м
37209
2
2
Суммарная
осадка
𝑆 = 0,28 + 0,25 + 0,21 + 0,18 + 0,12 + 0,1 + 0,086 +
0,075 + 0,15 = 1,451 см < 𝑆пред = 10 см.
4.2 Определение конечной (стабилизированной) осадки фундамента
мелкого заложения методом послойного суммирования. Осадка отдельного
фундамента под внутреннюю колонну.
Расчет
осадки
отдельного
фундамента
под
внутреннюю
колонну
производится аналогично пункту 4.1 для ленточного фундамента.
Ординаты эпюры природного давления 𝜎𝑧𝑔,𝑖 остаются прежними.
Для фундамента мелкого заложения внутренней колонны многоэтажного
жилого дома принят составной фундамент из опорной плиты 2,4×2,4 м, высотой 30
см и фундамента 2Ф12.9-2, используемого в качестве подколонника.ФЛ20.30-2,
глубина заложения 𝑑 = 3 м, среднее давление под подошвой 𝑝 = 245,9 кПа < 𝑅 =
286,6 кПа.
Деформационные
свойства
грунтов
определены
лабораторными
компрессионными испытаниями (II и III слои) и полевыми штамповыми (IV и V
слои), результаты которых приводятся ниже.
Результаты компрессионных
Результаты штамповых испытаний
испытаний
Диаметр штампа 27,7 см
Глубиной 3,0 м
Глубиной,0 м (III
Глубиной 10 м
Глубиной 12 м
(II слой)
слой)
(IV слой)
(V слой)
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑆, мм
𝑃, кПа
𝑆, мм
0
0,727
0
0,74
0
0,0
0
0,0
50
0,722
50
0,738
50
0,61
50
0,66
100
0,717
100
0,735
100
1,21
100
1,34
200
0,712
200
0,731
150
1,8
150
1,99
400
0,706
400
0,727
200
2,41
200
2,66
250
3,08
250
3,82
300
3,85
300
5,83
350
5,04
350
8,33
Расчет осадки основания выполняется с целью установления соответствия
требованиям, при которых конечная осадка основания и крен фундаментной плиты
не должны превышать предельно допустимых значений, принимаемых по таблице
Г.1 СП 22.13330.2016 в зависимости от типа сооружения.
Осадку плиты рассчитываем методом послойного суммирования. Расчетная
формула осадки метода послойного суммирования имеет вид:
𝑛
𝑛
𝑖=1
𝑖=1
𝜎𝑧𝛾,𝑖 ∙ ℎ𝑖
(𝜎𝑧𝑝,𝑖 − 𝜎𝑧𝛾,𝑖 ) ∙ ℎ𝑖
𝑆 =𝛽∙∑
+𝛽∙∑
𝐸𝑖
𝐸𝑒,𝑖
где 𝛽 – безразмерный коэффициент, равный 0,8;
𝜎𝑧𝑝,𝑖 – среднее значение вертикального нормального напряжения (далее –
вертикальное напряжение) от внешней нагрузки в i-ом слое грунта по вертикали,
проходящей через центр подошвы фундамента, кПа;
ℎ𝑖 – толщина i-го слоя грунта, см, принимаемая не более 0,4 ширины
фундамента;
𝐸𝑖 – модуль деформации i-го слоя грунта по ветви первичного нагружения,
кПа;
𝜎𝑧𝛾,𝑖 – среднее значение вертикального напряжения в i-ом слое грунта по
вертикале, проходящей через центр подошвы фундамента, от собственного веса
выбранного при отрывке котлована грунта, кПа;
𝐸𝑒,𝑖 – модуль деформации i-го слоя грунта по ветви вторичного нагружения,
кПа. Принимаем 𝐸𝑒,𝑖 = 5𝐸𝑖 ;
𝑛 – число слоев, на которые разбита сжимаемая толща основания.
Так как глубина котлована менее 5 м, то второе слагаемое в формуле не
учитываем.
Подготавливаем графическую схему, необходимую для расчета осадки.
Вычисляем для ее построения необходимые данные.
Вычисление ординат эпюры дополнительного давления 𝝈𝒛𝒑,𝒊 , а также
расчет осадки сводим в таблицу.
Вычисление ординат эпюры дополнительного давления 𝝈𝒛𝒑,𝒊
Разбиение сжимаемой толщи на элементарные слои производится таким
образом, чтобы толщина элементарного слоя не превышала 0,4 ширины подошвы
фундамента, и при этом каждый элементарный слой содержал однородный грунт.
ℎ𝑖 ≤ 0,4 ∙ 𝑏 = 0,4 ∙ 2,4 = 0,96, принимаем для расчёта ℎ𝑖 = 0,6 м и разбиваем
грунтовую толщу на элементарные слои.
Вертикальное давление от собственного веса:
𝜎𝑧𝑝 = 𝜎𝑧𝑝,𝑜 ∙ 𝛼𝑖
Вертикальное напряжение от собственного веса грунта на отметке подошвы
фундамента:
𝜎𝑧𝛾 = 𝜎𝑧𝑔,𝑜 ∙ 𝛼𝑖
где α – коэффициент, принимаемый по таблице 5.8 СП 22.13330.2016 в
зависимости от относительной глубины 𝜉 = 2 ∙ 𝑧/𝑏.
Сначала вычисляется верхняя ордината эпюры 𝜎𝑧𝑝,𝑜 и 𝜎𝑧𝛾,𝑜 непосредственно
под подошвой фундамента при 𝑧 = 0:
𝜎𝑧𝑝,𝑜 = 𝑝 = 245,9 кПа; 𝜎𝑧𝛾,𝑜 = 𝜎𝑧𝑔,0 = 57,6 кПа
Затем
вычисляются
другие
ординаты
для
различных
глубин
𝑧𝑖
откладываемых от подошвы фундамента. Коэффициенты 𝛼𝑖 берутся в зависимости
от отношения длины фундамента стены 𝑙 к ширине фундамента 𝑏, то есть 𝜂 =
2,4/2,4 = 1 – фундамент отдельный под колонну.
Рис. 4.2.1 Схема к расчету осадки методом элементарного суммирования
(внутренняя колонна ось Б)
Суммарная осадка:
𝑙
𝑏
=
𝑆 = 0,8 ∙ (0,00304 + 0,00257 + 0,00167 + 0,00106 + 0,00074 + 0,00054 +
0,00009) = 0,01079 м = 0,971 см < 𝑆пред = 10 см.
Расчет осадки сводим в таблицу.
ИГЭ
2
2
2
3
3
3
3
3
3
Слой
𝑖
1
2
3
4
5
6
7
8
9
𝑧, м
0
0,6
1,2
1,72
2,32
2,92
3,52
4,12
4,72
4,94
ℎ𝑖 , м
0,6
0,6
0,52
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
0,22
𝜉
𝛼
0
1
0,50
1,00
1,43
1,93
2,43
2,93
3,43
3,93
4,12
𝜎𝑧𝑝 , кПа
𝜎𝑧𝑝,𝑖 ,
𝜎𝑧𝑦 ,
𝜎𝑧𝑦,𝑖 ,
𝜎𝑧𝑝,𝑖 − 𝜎𝑧𝑦,𝑖 ,
𝐸𝑖 ,
𝑠𝑖 ,
кПа
кПа
кПа
кПа
кПа
м
55,296
46,7424
35,1072
25,1136
17,5392
12,7008
9,5328
7,344
6,192
180,768
152,80545
114,76885
82,0988
57,33735
41,52015
31,16365
24,00825
20,24225
28571
28571
28571
37209
37209
37209
37209
37209
37209
0,00304
0,00257
0,00167
0,00106
0,00074
0,00054
0,00009
245,9
57,6
0,92 226,228 236,064
0,703 172,8677 199,5479
0,516 126,8844 149,8761
0,356 87,5404 107,2124
0,253 62,2127 74,87655
0,188 46,2292 54,22095
0,143 35,1637 40,69645
0,112 27,5408 31,35225
0,103 25,3277 26,43425
52,992
40,4928
29,7216
20,5056
14,5728
10,8288
8,2368
6,4512
5,9328
V. Проектирование свайных фундаментов
5.1 Ленточный свайный фундамент под наружную стену жилого дома с
подвалом
Исходные данные
Дом имеет длину L = 95,2 м, высоту H= 30,6 м (10 этажей). Стены дома
кирпичные, внутренние – сборные панели. Толщина наружных стен 64 см,
внутренних –12 см. Под всем домом имеется подвал глубиной 1,6 м от
планировочной отметки. Стены подвала из стеновых фундаментных блоков ФБС
шириной 60 см. Планировочная отметка DL, совпадающая с отметкой природного
рельефа NL, находится на 0,6 м ниже отметки пола первого этажа ±0.00.. Расчетная
вертикальная нагрузка, собранная до отметки верхнего обреза фундамента
составляет NI=496,8 кН на 1 пог. м длины фундамента.
Определение расчетной нагрузки, передающейся на свайный фундамент
Расчетная нагрузка от сооружения 𝑁𝐼 = 496,8 кН дана в исходных данных
примера без учета собственного веса 𝑄 ростверка и надростверковой конструкции
(в данном случаи стены подвала) и 𝐺 – пригрузки грунтом и полом подвала на
обрезах ростверка, так как конструкция фундамента еще не разработана.
Поэтому после определения размеров ростверка (глубины заложения,
ширины, высоты) и вычислений 𝑄 и 𝐺 полная расчетная нагрузка, необходимая для
вычисления 𝐹 – фактической нагрузки, передающейся на одну сваю (пункт 6
состава проекта) определится как сумма всех нагрузок, действующих до отметки
подошвы ростверка:
𝑁𝐼полн = 𝑁𝐼 + 1,2 ∙ (𝑄 + 𝐺)
где
1,2
–
обобщенный
коэффициент
перегрузки
для
перерасчета
нормативных нагрузок 𝑄 и 𝐺 в расчетные по I предельному состоянию.
Назначение предварительной глубины заложения ростверка и решение
надростверковой конструкции
По конструктивным особенностям здания, глубина заложения ростверка 𝑑𝑝
от планировочной отметки 113,20 определяется по вычислению:
𝑑𝑝 = 2,2 + 0,2 + 0,5 − 0,6 = 2,3 м
где 2,2 – расстояние от отметки пола 1-го этажа до пола подвала;
0,2 – толщина пола пола подвала;
0,5 – высота ростверка;
0,6 – высота цоколя (расстояние от отм. 0.00 до отм. 𝑁𝐿, 𝐷𝐿).
Рис. 5.1.1 Расчётное сечение инженерно-геологического разреза и план
расположения свай под ростверком.
Выбор конструкции свайного фундамента
Вид свай и тип свайного фундамента выбирают в зависимости от назначения,
конструктивных и технологических особенностей сооружения и условий его
эксплуатации, расчетных нагрузок, действующих на фундаменты, инженерногеологических условий, метода погружения свай, технико-экономических
показателей, местных условий строительства.
В данных условиях при относительно небольших нагрузках и существующих
инженерно-геологических условиях наиболее целесообразны забивные сваи.
Длина свай назначается исходя из инженерно-геологических условий.
Нижний конец свай должен погружаться в грунт с достаточно высоким расчетным
сопротивлением 𝑅0 на глубину не менее 1,5…2 м. Исходя из сказанного выбираем
типовую железобетонную забивную сваю длинной 𝑙 = 7,2 м, квадратного сечения
30×30 см марки С 72.30, у которой нижний конец забивается в суглниок
полутвердый на глубину 1,64 м. Заделку сваи в ростверк, так как нагрузка
центрально приложенная, принимаем минимальной, равной 0,1 м. Рабочую длину
сваи составляет расстояние от подошвы ростверка до начала заострения, т.е. без
учета длины острия, которая в длину сваи не входит. Исходя из этого расчетная
𝑝
рабочая длина сваи 𝑙𝑐𝑏 = 7,2 − 0,1 = 7,1 м.
Определение несущей способности одиночной сваи по грунту 𝑭𝒅 и
расчетной нагрузки 𝑷𝒄𝒃 на одну сваю
Несущая способность по грунту одиночной забивной висячей сваи
определяется по формуле:
𝑛
𝐹𝑑 = 𝛾𝑐 ∙ (𝛾𝑐𝑅 ∙ 𝑅 ∙ 𝐴 + 𝑢 ∙ ∑ 𝛾𝑐𝑓 ∙ 𝑓𝑖 ∙ ℎ𝑖 )
𝑖=1
𝛾𝑐 – коэффициент условий работы сваи в грунте, принимаемый 𝛾𝑐 = 1,0;
𝛾𝑐𝑅 , 𝛾𝑐𝑓 – коэффициенты условий работы грунта соответственно под нижним
концом и по боковой поверхности сваи;
𝑅 – расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи, кПа, в
зависимости от 𝑧𝑐 – глубины погружения нижнего конца сваи от уровня
планировки
𝑢 – наружный периметр поперечного сечения сваи, м;
𝑓𝑖 – расчетное сопротивление i-того слоя грунта по боковой поверхности
сваи, кПа, принимаемое в зависимости от 𝑧𝑖 – средней глубины расположения слоя
грунта от уровня планировки
ℎ𝑖 – толщина i-того слоя грунта основания, соприкасающаяся с боковой
поверхностью сваи, м.
Находим значения 𝑅 и 𝑓𝑖 для наших инженерно-геологических условий:
Расчетное сопротивление 𝑅 под нижним концом сваи для суглинка
полутвердого при глубине погружения нижнего конца сваи от природного рельефа
𝑧0 = 9,4 м составляет 𝑅 = 4301 кПа.
Сопротивление грунта 𝑓𝑖 по боковой поверхности:
- в суглинке твердом с 𝐼𝐿 = −0,07 на глубине 𝑧1 = 2,85 м от отметки
природного рельефа NL: 𝑓1 = 47,1 кПа;
- в суглинке твердом с 𝐼𝐿 = −0,07 на глубине 𝑧2 = 3,96 м от отметки
природного рельефа NL: 𝑓2 = 52,8 кПа;
- в глине полутвердой с 𝐼𝐿 = 0,02
на глубине 𝑧3 = 5,51 м от отметки
природного рельефа NL: 𝑓3 = 57,02 кПа;
- в глине полутвердой с 𝐼𝐿 = 0,02 на глубине 𝑧4 = 7,13 м от отметки
природного рельефа NL: 𝑓4 = 60,26 кПа;
- в суглинке полутвердом с 𝐼𝐿 = 0,2
на глубине 𝑧5 = 8,58 м от отметки
природного рельефа NL: 𝑓5 = 62,87 кПа;
Используя найденные значения 𝑅 и 𝑓𝑖 , вычисляем несущую способность сваи
по грунту 𝐹𝑑 :
𝑛
𝐹𝑑 = 𝛾𝑐 ∙ (𝛾𝑐𝑅 ∙ 𝑅 ∙ 𝐴 + 𝑢 ∙ ∑ 𝛾𝑐𝑓 ∙ 𝑓𝑖 ∙ ℎ𝑖 )
𝑖=1
𝐹𝑑 = 1,0 ∙ [1,0 ∙ 4301 ∙ 0,09 + 1,2 ∙ 1,0
∙ (47,1 ∙ 1,1 + 52,8 ∙ 1,1 + 57,02 ∙ 2 + 60,26 ∙ 1,25 + 62,87 ∙ 1,64)]
= 870 кН
Расчетная нагрузка, допускаемая на сваю по грунту, составит:
𝑃св =
𝐹𝑑 870
=
= 621,43 кН
𝛾𝑘
1,4
где 𝛾𝑘 – коэффициент надежности по грунту равный 1,4, так как в данном
случае 𝐹𝑑 определена расчетом с использованием табличных значений 𝑅 и 𝑓.
Определение необходимого
числа свай в свайном
фундаменте,
размещение их в плане, определение плановых размеров ростверка
Необходимое количество свай определяется приближенно по формуле:
𝑛=
𝑁𝐼
𝑃𝑐𝑏 − 8 ∙ 𝑑 2 ∙ ℎ ∙ 𝛾ср
где: 𝑁𝐼 – расчетная нагрузка для расчета по первому предельному состоянию,
передаваемая сооружением на подвальную часть колонны;
𝑑 – диаметр (сторона) квадратной сваи м;
ℎ – высота ростверка и стеновой части фундамента (надростверковой
конструкции);
𝛾ср – средний удельный вес материала ростверка, надростверковой
конструкции и пригрузки грунтом на ростверке, принимаемый равным 𝛾ср =
20 кН/м3
𝑛=
496,8
= 0,85 сваи/пог. м
621,43 − 8 ∙ 0,32 ∙ 2,6 ∙ 20
Определим расстояние a между осями свай.
𝑎=
1пог. м
= 1,18 м.
0,85
Расстояние от внешней грани вертикально нагруженной сваи до края
ростверка принимается равным 0,2d +5 cм при однорядном размещении свай и 0,3d
+ 5 см при двух и трех рядном (d – в см), но не менее 10 см. Исходя из этого,
получаем ширину ростверка (рис. 10.2):
bР = 2·0,15+2(0,3·0,3+0,05)=0,8 м
Определение высоты ростверка
Высота ростверка ленточного двухрядного фундамента должна определяться
из условия продавливания его сваей. Поэтому, из конструктивных соображений и
практики строительства, оставляем ℎ𝑝 = 0,5 м.
Расчет одиночной сваи в составе фундамента по первой группе
предельных состояний (по несущей способности грунта основания сваи).
Расчет предусматривает проверку выполнения условия I предельного
состояния:
𝐹≥
𝐹𝑑
𝛾𝑘
F- расчетная нагрузка передаваемая на сваи, то есть фактическая нагрузка;
𝐹=
𝑁𝐼 + 1,2 ∙ (𝑄 + 𝐺)
𝑛
Fd – расчетная несущая способность грунта основания одиночной сваи
(несущая способность сваи по грунту);
𝐹𝑑
= 𝑃св
𝛾𝑘
𝛾𝑘 =коэффициент надежности, равный 1,4.
Вычисление фактической нагрузки F, передаваемой на сваю.
Вес ростверка:
𝑄𝑝 = 0,8 ∙ 1 ∙ 0,5 ∙ 24 = 9,6 кН
Вес надростверковой конструкции 𝑄нк (одного пог. м стены подвала) из 3
блоков ФБС24.6.6, одного доборного ФБС12.6.3:
𝑄нк = (0,6 ∙ 0,6 ∙ 1 ∙ 3 + 0,3 ∙ 0,6 ∙ 1) ∙ 22 = 27,72 кН
Общий вес Q ростверка и надростверковой конструкции:
𝑄 = 𝑄𝑝 + 𝑄нк = 9,6 + 27,72 = 36,82 кН
Вес грунта на внешнем обрезе ростверка 𝐺гр = 1,8·0,385·𝛾ср ,
где 𝛾ср - средний удельный вес засыпки пазухи :
𝛾ср = 19,2 кН/м3
𝐺гр = 1,8 ∙ 0,1 ∙ 19,2 = 3,46 кН
Пригрузка внутреннего обреза ростверка бетонным полом подвала 𝐺п
𝐺п = 0,1 ∙ 0,2 ∙ 1 ∙ 22 = 0,44 кН
Общий вес G пригрузки ростверка грунтом и полом подвала:
𝐺 = 𝐺гр + 𝐺п = 3,46 + 0,44 = 3,9 кН
1,2 – коэффициент перевода нормативной нагрузки в расчетную для первого
предельного состояния;
𝑛 – количество свай;
𝐹=
496,8 + 1,2 ∙ (3,9 + 36,82)
= 641,95 кН
0,85
𝐹 = 641,95 кН < 𝑃𝑐𝑏 = 621,43 кН
Условие первого предельного состояния не выполняется. Уменьшаем
расстояние между осями свай до 0,11, тогда n = 0,9. Пересчитаем с новыми
значениями .
𝐹=
496,8 + 1,2 ∙ (3,9 + 36,82)
= 606,29 кН
0,9
𝐹 = 606,29 кН < 𝑃𝑐𝑏 = 621,43 кН
Условие первого предельного состояния выполняется. Далее следует
рассчитать основание фундамента по второму предельному состоянию (по
деформациям) и убедиться в том, что полученные осадка и относительная разность
осадок не превышают их предельных значений.
Определение среднего вертикального давления р под подошвой
условного фундамента и проверка выполнения условия 𝒑 ≤ 𝑹
Для расчета осадки необходимо вначале определить давление 𝑝 на грунт под
подошвой условного свайного фундамента, то есть в плоскости нижних концов
свай и убедиться, что оно не превышает расчетного сопротивления 𝑅 этого грунта.
𝑝𝐼𝐼 =
𝑁𝐼𝐼 + 𝑄ф + 𝑄гр
≤𝑅
𝐴усл
где 𝑁𝐼𝐼 – нормативная вертикальная нагрузка на отметке низа пола первого
этажа;
𝑄ф – собственный вес фундаментной плиты, ростверка, свай;
𝑄гр – вес грунта в объеме условного фундамента;
𝐴усл – площадь подошвы условного фундамента.
Для отдельно стоящего прямоугольного фундамента 𝐴усл = 𝑏усл ∙ 1 пог. м,
для ленточного фундамента 𝐴усл = 𝑏усл .
а) Площадь условного ленточного фундамента:
𝐴усл = 𝑏усл ∙ 1 пог. м = СР + 2 ∙
𝜑ср
𝑑
+ 2 ∙ 𝑙𝑐𝑏 ∙ 𝑡𝑔 ( )
2
4
где 𝐶𝑝 – расстояние между рядами свай;
𝑑 – диаметр (сторона) квадратной сваи;
𝑙𝑐𝑏 – рабочая длина сваи;
𝜑ср – среднее значение угла внутреннего трения φ слоев грунта в пределах
рабочей длины сваи.
𝜑ср 1 𝜑𝐼𝐼1 ∙ 𝑙1 + 𝜑𝐼𝐼2 ∙ 𝑙2 + ⋯ + 𝜑𝐼𝐼𝑖 ∙ 𝑙𝑖
= ∙(
)
4
4
𝑙1 + 𝑙2 + ⋯ + 𝑙𝑖
𝜑ср 1 17 ∙ 2,21 + 16 ∙ 3,25 + 17 ∙ 1,64
16,64°
= ∙(
= 4,14°
)=
4
4
2,21 + 3,25 + 1,64
4
𝑡𝑔(4,14°) = 0,072
𝑏усл = СР + 2 ∙
𝜑ср
𝑑
+ 2 ∙ 𝑙𝑐𝑏 ∙ 𝑡𝑔 ( ) = 0 + 0,3 + 2 ∙ 7,1 ∙ 0,072 = 1,32 м
2
4
𝐴усл = 𝑏усл ∙ 1 пог. м = 1,32 м2
б) Объемы условного фундамента, всех входящих в него конструктивных
элементов и грунта:
- условного фундамента: 𝑉усл =𝐴усл ∙ ℎусл = 1,32 ∙ 9,4 = 12,41 м3 ;
- ростверка: 𝑉р =0,8 ∙ 0,5 ∙ 1 = 0,4 м3 ;
- части стены подвала, расположенной ниже верха условного фундамента
(ниже отметки DL): 𝑉чсп = 0,6 ∙ 1,8 ∙ 1 = 1,08 м3 ;
- части пола подвала (справа от стены подвала): 𝑉чпп = 0,2 ∙ 0,33 ∙ 1 =
0,066 м3 ;
- части подвала, примыкающего к стене и ограниченного справа стороной
условного фундамента: 𝑉чп = 1,6 ∙ 0,33 ∙ 1 = 0,528 м3 ;
-грунта: 𝑉гр.усл. = 𝑉усл − 𝑉р − 𝑉чсп − 𝑉чпп − 𝑉чп = 12,41 − 0,4 − 1,08 −
0,066 − 0,528 = 10,336 м3 .
Объем свай не вычитается из объема 𝑉усл. При подсчете веса грунта в
условном фундаменте 𝐺гр.усл. не учитывается увелечение его удельного веса за счет
уплотнения при забивке свай.
упл
Принимается, что 𝐺гр.усл. = 𝑉гр.усл. ∙ 𝛾ср (𝑉гр.усл. − 𝑉св ) ∙ 𝛾ср
в) Нагрузки от собственного веса всех составных частей условного
фундамента и от сооружения: - ростверка и всей надростверковой конструкции, то
есть всей стены подвала, включая ее часть, расположенную выше отметки DL:
𝑄 = 𝑄𝑝 + 𝑄нк = 9,6 + 27,72 = 37,32 кН
- части пола подвала: 𝑄чпп = 𝑉чпп ∙ 𝛾б = 0,066 ∙ 22 = 1,452 кН
-свай: 𝑄св = [0,32 ∙ 7,1 ∙ 24 ∙ 0,9] =13,8 кН
- грунта в объеме условного фундамента: 𝑄гр = 𝑉гр.усл. ∙ 𝛾𝐼𝐼,ср.усл. ;
𝛾𝐼𝐼,ср.усл. =
𝛾𝐼𝐼,ср.усл. = 𝛾𝐼𝐼′ =
𝛾𝐼𝐼,1 ∙ ℎ1 +. . . +𝛾𝐼𝐼,5 ∙ ℎ5
кН/м3 ;
ℎ1 +. . . +ℎ5
19,2 ∙ 4,51 + 20 ∙ 3,25 + 19,8 ∙ 1,64
= 19,58 кН/м3 ;
4,51 + 3,25 + 1,64
𝐺гр.усл. = 19,58 ∙ 10,336 = 202,4 кН
г) Среднее давление р под подошвой условного фундамента
496,8
( 1,2 ) + 202,4 + 13,8 + 1,452 + 37,32
𝑝=
= 506,8 кПа
1,32
Вычисление расчетного сопротивления R по формуле для мелкого песка
(IV слой), залегающей под подошвой условного фундамента.
𝑅=
𝛾𝑐1 ∙ 𝛾𝑐2
[𝑀𝛾 ∙ 𝑘𝑧 ∙ 𝑏 ∙ 𝛾𝐼𝐼 + 𝑀𝑞 ∙ 𝑑1 ∙ 𝛾𝐼𝐼′ + (𝑀𝑞 − 1) ∙ 𝑑𝑏 ∙ 𝛾𝐼𝐼′ + 𝑀𝑐 ∙ 𝑐𝐼𝐼 ]
𝑘
Для суглинка полутвердого коэффициент условий работы грунта 𝛾𝑐1 = 1,25,
коэффициент условий работы здания во взаимодействии с основанием при гибкой
конструктивной
схеме здания
𝛾𝑐2 = 1,0;
коэффициент 𝑘 = 1,0, так
как
характеристики грунта 𝜑𝐼𝐼 и 𝑐𝐼𝐼 определены экспериментально.
𝑀𝛾 , 𝑀𝑞 , 𝑀𝑐 – коэффициенты, принимаемые в зависимости от расчетного
значения угла внутреннего трения грунта 𝜑𝐼𝐼 , находящегося непосредственно под
подошвой фундамента, т.е. "рабочего слоя". При 𝜑𝐼𝐼,4 = 17°: 𝑀𝛾 = 0,395, 𝑀𝑞 =
2,58, 𝑀𝑐 = 5,15;
𝑘𝑧 – коэффициент, принимается равным единице при ширине фундамента
𝑏 < 10 м и 𝑘𝑧 = 𝑧0 /𝑏 + 0,2, при 𝑏 ≥ 10 м, (В нашем случае 𝑘𝑧 = 1,0);
𝑏 – ширина условного фундамента равна 2,7 м;
𝛾𝐼𝐼 – осредненное расчетное значение удельного веса грунтов, залегающих
ниже подошвы условного фундамента. В данном случае один грунт – песок мелкий:
𝛾𝐼𝐼 = 19,8 кН/м3 ,
𝛾𝐼𝐼′ = 19,58 кН/м3 – то же, но выше подошвы условного фундамента, от
подошвы до планировочной отметки.
𝑑1 – приведенная глубина заложения наружных и внутренних фундаментов
со стороны подвала, м (при отсутствии подвала принимается 𝑑1 = 0):
𝑑1 = ℎ𝑠 + ℎ𝑐𝑓 ∙
𝛾𝑐𝑓
20
=
7,6
+
0,2
∙
= 7,82 м
𝛾𝐼𝐼′
19,58
где ℎ𝑠 – толщина слоя грунта от отметки подошвы фундамента до отметки
низа пола подвала, м;
ℎ𝑐𝑓 – толщина конструкции пола подвала, м;
𝛾𝑐𝑓 – расчетное значение удельного веса материала конструкций пола
подвала, принимается равным 22 кН/м3 .
𝑑𝑏 – глубина подвала – расстояние от уровня планировки до пола подвала, м
(для сооружений с подвалом шириной 𝑏 ≤ 20 м и глубиной свыше 2 м,
принимается 𝑑𝑏 = 2 м. В нашем случае 𝑑𝑏 = 1,6 м.
𝑐𝐼𝐼 – расчетное значение удельного сцепления грунта, залегающего
непосредственно под подошвой фундамента (𝑐𝐼𝐼 = 16 кПа);
Тогда расчетное сопротивление грунта:
𝑅=
1,25 ∙ 1,0
[0,395 ∙ 1,0 ∙ 1,32 ∙ 19,8 + 2,58 ∙ 7,82 ∙ 19,58 + 1,58 ∙ 1,6 ∙ 19,58
1,0
+ 5,15 ∙ 16] = 671,55 кПа
Следовательно, 𝑝 = 506,8 кПа ≤ 𝑅 = 671,55 кПа. Условие выполняется.
Расчет осадки на основе модели линейного деформирования грунта можно
проводить.
VI. Расчет оснований по второму предельному состоянию – по деформациям
Расчет
осадки
свайного
фундамента
любым
методом
(послойного
суммирования или эквивалентного слоя), а также расчет стабилизации осадки во
времени принципиально не отличается для фундамента мелкого заложения и
свайного. Разница лишь в том, что в случае фундамента мелкого заложения
используются реальные его размеры (глубина заложения 𝑑 и площадь подошвы 𝐴),
а в случае свайного фундамента размеры условного фундамента и давление под его
подошвой.
Рис 6.1 Расчетная схема для определения осадки свайного фундамента методом
послойного суммирования.
6.1 Расчет конечной (стабилизированной) осадки свайного фундамента
методом послойного суммирования
Запроектированный
кирпичного
здания
ленточный
имеет
ширину
свайный
фундамент
многоэтажного
условного
фундамента
𝑏усл = 1,32 м.
Вертикальное сжимающее напряжение под подошвой условного фундамента 𝑝 =
506,8 кПа, что меньше расчетного сопротивления (суглинка полутвердого 𝑅 =
671,55 кПа, который залегает под его подошвой. Выполнение условия 𝑝 ≤ 𝑅
позволяет в расчетах напряженно-деформированного состояния грунтов основания
пользоваться линейной моделью грунтов и, в частности, считать осадку методом
послойного суммирования.
Инженерно-геологические условия на расчетной вертикали разреза, в
которых запроектирован фундамент, его конструктивная схема, эпюры природного
𝜎𝑧𝑔 и дополнительного давления 𝜎𝑧𝑝 .
Расчет осадки свайного фундамента под наружную стену производится
аналогично пункту 4.1 для ленточного фундамента.
Ординаты эпюры природного давления 𝜎𝑧𝑔,𝑖 остаются прежними.
Вычисление ординат эпюры дополнительного (осадочного) давления 𝝈𝒛𝒑
от сооружения
Непосредственно под подошвой фундамента напряжение:
𝜎𝑧𝑝,𝑜 = 𝑝 = 506,8 кПа; 𝜎𝑧𝛾,𝑜 = 𝜎𝑧𝑔,0 = 183,8 кПа
Ниже подошвы условного фундамента напряжения:
𝜎𝑧𝑝 = 𝜎𝑧𝑝,𝑜 ∙ 𝛼𝑖 ; 𝜎𝑧𝛾 = 𝜎𝑧𝑔,𝑜 ∙ 𝛼𝑖
Коэффициент 𝛼, принимаемый по таблице 5.8 СП 22.13330.2016 в
зависимости от относительной глубины 𝜉 = 2 ∙ 𝑧/𝑏, при шаге 𝜉, равном 0,61. При
этом толщины элементарных слоев ℎ𝑖 в эпюре 𝜎𝑧𝑝 равен 0,5 м, что соответствует
требованию принимать величину ℎ𝑖 ≤ 0,4 ∙ 𝑏усл = 0,4 ∙ 1,32 = 0,528, для большей
точности берем шаг разбиения 0,4 м.
Строи эпюру дополнительного давления 𝜎𝑧𝑝 и результаты сводим в таблицу
6.1.1.
Вычисление деформационных характеристик слоев грунта основания
Деформационные
свойства
грунтов
определены
лабораторными
компрессионными испытаниями (II и III слои) и полевыми штамповыми (IV и V
слои), результаты которых приводятся ниже.
Результаты компрессионных
Результаты штамповых испытаний
испытаний
Диаметр штампа 27,7 см
Глубиной 3 м (II
Глубиной 6 м (III
Глубиной 10 м
Глубиной 12 м
слой)
слой)
(IV слой)
(V слой)
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑆, мм
𝑃, кПа
𝑆, мм
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑒
𝑃, кПа
𝑆, мм
𝑃, кПа
𝑆, мм
0
0,727
0
0,74
0
0,0
0
0,0
50
0,722
50
0,738
50
0,61
50
0,66
100
0,717
100
0,735
100
1,21
100
1,34
200
0,712
200
0,731
150
1,8
150
1,99
400
0,706
400
0,727
200
2,41
200
2,66
250
3,08
250
3,82
300
3,85
5,04
300
5,83
8,33
350
350
Штамповые испытания
(диаметр штампа 27,7см)
IV слой – суглинок полутвердый (глубина отбора 10,0 м)
𝜎𝑧𝑔 =
183,87 + 198,12
= 164,47 кПа
2
𝑆1 = 0,196 см
506,8 + 399,86
2
= 617,8 кПа
𝜎𝑧 полн = 𝜎𝑧𝑔 +
𝑆2 = 0,504 см
∆𝜎𝑧 = 617,8 − 164,47 = 453,3 кПа
∆𝑆 = 0,308 см
𝐸𝐼𝑉 = 𝜔 ∙ (1 − 𝑣 2 ) ∙ 𝑑 ∙
∆𝜎𝑧
453,3
= 0,78 ∙ (1 − 0,32 ) ∙ 27,7 ∙
= 28 936 кПа
∆𝑆
0,308
Штамповые испытания
(диаметр штампа 27,7см)
V слой – супесь мягкопластичная (глубина отбора 12,0 м)
𝜎𝑧𝑔 =
241 + 192,12
= 219,56 кПа
2
𝑆1 = 0,302 см
399,86 + 120,4
2
= 479,69 кПа
𝜎𝑧 полн = 𝜎𝑧𝑔 +
𝑆2 = 0,833 см
∆𝜎𝑧 = 479,69 − 219,56 = 260,13 кПа
∆𝑆 = 0,833 − 0,302 = 0,531 см
𝐸𝐼𝑉 = 𝜔 ∙ (1 − 𝑣 2 ) ∙ 𝑑 ∙
∆𝜎𝑧
260,13
= 0,78 ∙ (1 − 0,32 ) ∙ 27,7 ∙
= 9 631 кПа
∆𝑆
0,531
Таблица 6.1.1
ИГЭ
Слой
𝑖
𝑧, м
ℎ𝑖 , м
𝜉
𝜎𝑧𝑝 , кПа
𝛼
𝜎𝑧𝑝,𝑖 ,
𝜎𝑧𝑦 ,
𝜎𝑧𝑦,𝑖 ,
𝜎𝑧𝑝,𝑖 − 𝜎𝑧𝑦,𝑖 ,
𝐸𝑖 ,
𝑠𝑖 ,
кПа
кПа
кПа
кПа
кПа
м
305,1689
271,0997
221,6914
166,6319
130,3023
106,0825
89,12868
76,69588
67,33091
60,71084
28936
28936
9632
9632
9632
9632
9632
9632
9632
9632
0,004219
0,001634
0,009206
0,00692
0,005411
0,004405
0,001184
0
4
4
5
5
5
5
5
5
5
5
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0
0,5
0,5 0,76
0,718 0,218 1,09
1,218
0,5 1,85
1,718
0,5 2,60
2,218
0,5 3,36
2,718
0,5 4,12
3,218
0,5 4,88
3,718
0,5 5,63
4,218
0,5 6,39
4,621 0,403 7,00
1
0,89
0,789
0,584
0,448
0,359
0,298
0,254
0,221
0,196
0,18
506,8
451,052
399,8652
295,9712
227,0464
181,9412
151,0264
128,7272
112,0028
99,3328
91,224
183,87
478,926
425,4586
347,9182
261,5088
204,4938
166,4838
139,8768
120,365
105,6678
95,2784
163,6443
145,0734
107,3801
82,37376
66,00933
54,79326
46,70298
40,63527
36,03852
33,0966
173,7572
154,3589
126,2268
94,87692
74,19155
60,4013
50,74812
43,66913
38,3369
34,56756
Вычисление осадки
Осадка в каждом грунтовом слое складывается из осадок входящих в него
элементарных слоев полных и неполных. Вычисление осадки сводим в таблицу
6.1.1
Суммарная
осадка
𝑆 = 0,42 + 0,16 + 0,92 + 0,69 + 0,54 + 0,44 + 0,11 =
3,29 см < 𝑆𝑢𝑚𝑎𝑥 = 10 см.
Полученная осадка оказалась значительно меньше 𝑆𝑢𝑚𝑎𝑥 = 10 см –
предельной величины осадки, приведенной в СП 22.13330.2016 (приложение Г) для
производственных и гражданских одноэтажных и многоэтажных зданий с полным
каркасом железобетонным.
Так как полученная расчетная осадка допустима, то конструктивная схема
свайного фундамента, может считаться окончательно принятой.
6.2 Подбор молота для забивки свай и определение расчетного отказа
Разработана конструкция свайного куста с использованием свай С72.30
длиной 7,2 м, сечением 0,3×0,3 м. Несущая способность сваи по грунту была
рассчитана с использованием табличных значений расчетного сопротивления 𝑅
под нижним концом сваи и расчетного сопротивления 𝑓 по боковой поверхности и
составила 𝐹𝑑 = 870 кН. Расчетная нагрузка 𝑃св = 621,43 кН.
Для определения соответствия принятой в проекте несущей способности
сваи по грунту 𝐹𝑑 = 870 кН ее реальной величине в условиях естественного
состояния грунтов площадки предполагаемого строительства предусматривается
проведение контрольных динамических испытаний свай С72.30 с определением
отказа. В связи с этим необходимо:
- подобрать молот для погружения свай С72.30 в грунты средней
уплотненности;
- определить расчетный отказ;
- сделать заключение о несущей способности свай, принятых в проекте
(нужна или не нужна корректировка проекта).
От правильного подбора молота многое зависит при проектировании и
строительстве
свайного
фундамента:
возможность
уточнения
несущей
способности сваи при динамических испытаниях в инженерно-геологических
условиях конкретной строительной площадки, сохранность головы сваи в процессе
ее забивки, достижение сваей проектной отметки. От выбора молота зависит также
производительность труда и сроки строительства.
В настоящее время наиболее совершенными конструкциями молотов
считаются дизель – молоты штанговые и трубчатые. По технико-экономическим
показателям трубчатые имеют некоторые преимущества перед штанговыми.
Поэтому останавливаем свой выбор на трубчатом дизель-молоте.
Для предварительного подбора молота определяется минимальная энергия
удара молота Э исходя из расчетной нагрузки допускаемой на сваю 𝑃св =
621,43 кН, по формуле:
Э = 1,75 ∙ 𝑎 ∙ 𝑃св
где 𝑎 – коэффициент, равный 25 Дж/кН.
Э = 1,75 ∙ 25 ∙ 621,43 = 26,91 кДж
Затем по таблице технических характеристик трубчатых дизель-молотов
подбираем молот такой марки, энергия удара которого (обозначим ее Эт ) близка к
полученному значению Э, но была больше его, т.е. Эт > Э, такому условию
удовлетворяет – молот марки С-995, энергия удара которого Эт = 19,0 кДж >
12,9 кДж, но не проходит по расчету поэтому выбираем С-1447 энергия удара
которого Эт = 27,0 кДж
Далее производится проверка пригодности молота С-1447 по условию:
(𝐺м + 𝐺с )/Эр ≤ 𝐾𝑚
где 𝐺м – полный вес молота, равный 55,0 кН;
𝐺с – вес сваи с наголовником и подбабком (принимаем вес наголовники
100 кгс = 1 кН, подбабок не используется, вес железобетонной сваи 0,32 ∙ 7,2 ∙
24 = 16,52 кН; 𝐺с = 16,52 + 1 = 17,52 кН;
Эр – расчетная энергия удара, определяемая для трубчатых дизель-молотов
по формуле: Эр = 0,9 ∙ 𝐻 ∙ 𝐺 (𝐺 – вес ударной части молота, равная 25 кН; 𝐻 –
фактическая высота падения молота, принимаемая на стадии окончания забивки
2,8 м) Эр = 0,9 ∙ 2,8 ∙ 25 = 63 кДж;
𝐾𝑚 = 6 кДж – коэффициент применимости молота.
(55 + 17,52)/63 = 1,15 кДж ≤ 6 кДж
Условие выполнено, молот пригоден.
Определение расчетного (проектного) отказа 𝑠𝑝 определяется по формуле:
𝜂 ∙ 𝐴 ∙ Эр ∙ (𝐺м + 𝜀 2 ∙ 𝐺с )
𝑠𝑝 =
𝐹𝑑 ∙ (𝐹𝑑 + 𝜂 ∙ 𝐴) ∙ (𝐺м + 𝐺с )
где 𝜂, принимаемый для железобетонных свай, забиваемых с наголовником,
равным 1500 кН/м2 ;
𝐴 – площадь поперечного сечения сваи 0,3 ∙ 0,3 = 0,09 м2 ;
𝜀 – коэффициент восстановления удара при забивке железобетонных свай с
применением наголовника и деревянного вкладыша в нем 𝜀 2 = 0,2;
𝐹𝑑 – несущая способность сваи по грунту, 𝐹𝑑 = 870 кН.
Эр = 63 кДж; 𝐺м = 55 кН; 𝐺с = 17,52 кН.
𝑠𝑝 =
1500 ∙ 0,09 ∙ 63 ∙ (55,0 + 0,2 ∙ 17,52)
= 0,025 м > 0,002 м
870 ∙ (870 + 1500 ∙ 0,09) ∙ (55,0 + 17,52)
Окончательно подтверждено правильность выбора молота. Если расчетный
отказ будет меньше 0,002 м, то нужно применять молот с большей энергией удара.
Заключение.
Если при забивке сваи С72.30 молотом С-1447 замеренный фактический
отказ 𝑠𝑎 , будет равен или меньше расчетного отказа 𝑠𝑑 , то это будет означать, что
несущая способность сваи 𝐹𝑑 = 870 кН, исходя из которой был определен
расчетный отказ, обеспечивается, и проект свайного фундамента не нуждается в
корректировке. Такой вывод можно делать лишь в том случае, когда динамические
испытания проведены в необходимом количестве и результаты их обработаны с
учетом соответствующих требований.
VII. Проектирование котлована
В зависимости от глубины заложения фундамента или ростверка
определяется глубина котлована. Размеры котлована в плане для вариантов
фундаментов мелкого заложения и свайных должны позволять разместить в нем
проектируемые фундаменты и обеспечить возможность выполнения работ по их
возведению.
При определении размеров дна котлована следует учитывать, что в случае
необходимости организации поверхностного водоотлива, нужно устраивать
водосборные канавки и зумпфы, размещающиеся между низом откоса котлована и
внешней стороной фундаментной конструкции, т.е. приблизительно 1,5…2,0 м. В
сухом котловане это расстояние уменьшается до 1,0…1,5м с тем, чтобы было место
для работы монтажникам.
В зависимости от свойств грунта, стесненности площадки строительства
борта котлована могут выполняться без крепления с откосами необходимой
крутизны или устройством соответствующей ограждающей конструкции. В
зависимости от положения уровня грунтовых вод должна быть назначена (без
расчета) схема водоотлива или водопонижения.
7.1 Подсчет объемов земляных работ и объемов бетонных и
железобетонных конструкций для фундамента мелкого заложения
Объем земляных работ определяется по формуле:
𝑉=
ℎк
∙ [𝑙 ∙ 𝑏 + (𝑏 + 𝑏к ) ∙ (𝑙 + 𝑙к ) + 𝑏к ∙ 𝑙к ]
6
где ℎк – глубина котлована;
𝑏к , 𝑙к – стороны на дне котлована;
𝑏, 𝑙 – стороны на поверхности котлована.
𝑉=
2,7
∙ [108,9 ∙ 25,8 + (25,8 + 17,4) ∙ (108,9 + 100,8) + 17,4 ∙ 100,8] = 6 130 м3
6
Объем железобетонных конструкций фундамента:
- фундаментные плиты 3,0 x 3,0: 𝑉1 = 20 ∙ (3,0 ∙ 3,0 ∙ 0,5) = 90 м3
- фундаментные плиты 5,0 x 3,0: 𝑉2 = 10 ∙ (5,0 ∙ 3,0 ∙ 0,5) = 75 м3
- подколонники 2Ф21.9-2: 𝑉3 = 20 ∙ (2,1 ∙ 2,1 ∙ 0,9) = 79,38 м3
- подколонники 2Ф12.9-2: 𝑉4 = 20 ∙ (1,2 ∙ 1,2 ∙ 0,9) = 25,92 м3
Общий объем равен: 𝑉жб = 90 + 75 + 79,38 + 25,92 = 270,3 м3
Объем стеновых подвальных панелей:
𝑉п = 18 ∙ (6,0 ∙ 3,0 ∙ 0,34) + 4 ∙ (4,5 ∙ 3,0 ∙ 0,34) + 2 ∙ (2,0 ∙ 3,0 ∙ 0,34) + 4 ∙ (0,7548)
= 135,62 м3
7.2 Подсчет объемов земляных работ и объемов бетонных
железобетонных конструкций для свайного фундамента
Объем земляных работ определяется по формуле:
𝑉=
ℎк
∙ [𝑙 ∙ 𝑏 + (𝑏 + 𝑏к ) ∙ (𝑙 + 𝑙к ) + 𝑏к ∙ 𝑙к ]
6
и
где ℎк – глубина котлована;
𝑏к , 𝑙к – стороны на дне котлована;
𝑏, 𝑙 – стороны на поверхности котлована.
𝑉=
3,2
∙ [63,84 ∙ 20,84 + (20,84 + 15,4) ∙ (63,84 + 58,4) + 15,4 ∙ 58,4]
6
= 3 551,87 м3
Объем железобетонных конструкций фундамента:
- сваи С60.30: 𝑉1 = 160 ∙ (0,3 ∙ 0,3 ∙ 6) = 86,4 м3
- ростверки 1,4 x 1,4: 𝑉2 = 40 ∙ (1,4 ∙ 1,4 ∙ 0,5) = 39,2 м3
- подколонники 1,2 x 1,2: 𝑉3 = 40 ∙ (1,2 ∙ 1,2 ∙ 0,6) = 34,56 м3
Общий объем равен: 𝑉жб = 86,4 + 39,2 + 34,56 = 160,16 м3
Объем стеновых подвальных панелей:
𝑉п = 18 ∙ (6,0 ∙ 3,0 ∙ 0,34) + 4 ∙ (4,5 ∙ 3,0 ∙ 0,34) + 2 ∙ (2,0 ∙ 3,0 ∙ 0,34) + 4 ∙ (0,7548)
= 135,62 м3
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Выполнено проектирование фундамента мелкого заложения и свайных
фундаментов в открытом котловане в г. Тверь.
По результатам расчета на основании исходных данных запроектирован
фундамент мелкого заложения под наружные стены составной фундамент из
опорной плиты 3,0×3,0 м, высотой 50 см и подколонника размером (2,1×2,1×0,9 м)
и фундамента 2Ф21.9-2, используемого в качестве подколонника. Для внутренних
колонн, расположенных вблизи сконструирован составной фундамент из опорной
плиты 5,0×3,0 м, высотой 50 см и подколонников размером (1,2×1,2×0,9 м)
фундамента 2Ф12.9-2, используемого в качестве подколонника.
Для свайного фундамента принят куст свай с 4 шт. Размер подколонника
1,2×1,2 м, высотой 0,6 м, ростверка 1,4×1,4 м высотой 0,5 м. Свай С.60.30 длиной
𝑙 = 6,0 м.
По выполненным подсчетам объема земляных работ и объемов бетонных и
железобетонных конструкций для каждого типа фундамента. Окончательно по
итогу выполненных расчетов по несущей способности и деформациям, в связи с
тем, что для фундамента мелкого заложения имеется слабый подстилающий и
необходимо проектировать достаточно крупные плиты толщиной 0,5 м, что с
экономической точки зрения не очень выгодно, следовательно, предпочтительным
является свайный фундамент.
Список литературы
1. Основания и фундаменты на насыпных грунтах [Электронный ресурс] /
Крутов В.И., Ковалев А.С., Ковалев В.А. - М. : Издательство АСВ, 2016
2. Проектирование оснований и фундаментов зданий и сооружений: учебное
пособие [Электронный ресурс] / Пилягин А.В. - М.: Издательство АСВ, 2017
3. Механика грунтов в схемах и таблицах [Электронный ресурс] : учебное
пособие / Заручевных И.Ю., Невзоров А.Л. - 3-е изд. перераб. и доп. - М. :
Издательство АСВ, 2016.
4. Инженерно-геологические и инженерно-геотехнические изыскания в
строительстве [Электронный ресурс] : Учеб. пособие / Захаров М.С., Мангушев
Р.А. - М. : Издательство АСВ, 2016.
5. ГОСТ 25100-2020 Грунты. Классификация межгосударственный стандарт
: дата введения 2021-01-01 / Межгосударственный совет по стандартизации,
метрологии и сертификации. — Изд. официальное. — Москва : Стандартинформ,
2020. — 41 с
6. СП 20.13330.2016 Нагрузки и воздействия. Актуализированная редакция
СНиП 2.01.07-85*: национальный стандарт Российской Федерации: дата введения
2017-06-04 / Министерство строительства и жилищно-коммунального хозяйства
Российской Федерации. — Изд. официальное. — Москва : ОАО «ЦПП», 2011. —
140 с.
7. СП 22.13330.2016 Основания зданий и сооружений. Актуализированная
редакция СНиП 2.02.01-83*: национальный стандарт Российской Федерации: дата
введения 2011-05-20 / Министерство регионального развития Российской
Федерации. — Изд. официальное. — Москва: ОАО «ЦПП», 2011. — 166 с.
8. СП 24.13330.2021. Свайные фундаменты / Минстрой России. - Москва. –
2021. – 113 с.
9. Пилягин А.В. Проектирование оснований и фундаментов зданий и
сооружений: учебное пособие / А.В. Пилягин. — Москва: Издательство АСВ, 2017.
— 398 с. — ISBN 9785432302014.
10.
Справочник
геотехника. Основания, фундаменты и
подземные
сооружения / Под общ. ред. В.А. Ильичева, Р.А. Мангушева. — Москва: Изд-во
АСВ, 2016. — 1040 с. — ISBN 978-5-4323-0191-8.
11. Захаров М.С. Инженерно-геологические и инженерно-геотехнические
изыскания в строительстве: Учеб. пособие / М.С. Захаров, Р.А. Мангушев. —
Москва: АСВ, 2016. — 173 с.— ISBN 978-5-4323-0019-5.