Здесь 8,30 – вес (кН) 1 м кладки технического подполья... ной отметки.

Здесь 8,30 – вес (кН) 1 м кладки технического подполья ниже планировочной отметки.
Принимаем расположение свай в два ряда в шахматном порядке. В
этом случае, исходя из допустимого расстояния между рядами свай
b  2 ,6 d  2 ,6  0 ,3  0 ,78 м , задаемся шириной ростверка:
b p  b  d  0 ,1  0 ,78  0 ,3  0 ,1  1,18 м .
Принимая высоту ростверка 0,5 м, вычисляем нагрузку на уровне его
подошвы:
ф
N м  N d  G кл  G p  554  8  3  1  1  1,18  0 ,5  25  578,5 кН / м.
Определяем требуемое расстояние между сваями в одном ряду:
mN 2  423
a mp 

 1,46 м ,
ф
578
,
5
N
м
где m - количество рядов свай.
При этом необходимо проверить выполнение условия
a mp
2

3 d 2
 b2 ;
1,46
 3  0 ,3 2  0 ,78 2  0 ,412 м.
2
Таким образом, окончательно принимаем ленточный фундамент согласно рис.13.47, б.
0 ,73 
Пример 7. Определить усилия в монолитных ленточных ростверках
(рис.13.47) фундаментов под наружную и внутреннюю стены жилого здания. Материалы конструкций ростверков и кладки технического подполья
имеют следующие характеристики: модуль упругости бетона ростверка
E p  2 ,1  10 3 кН / см 2 ; модуль упругости кладки из бетонных блоков
E к  0 ,4  10 3 кН / см 2 ; удельный вес кладки  кл  23 кН / см 3 .
Изгибающие моменты и поперечные силы при действии эксплуатационных нагрузок и нагрузок в процессе строительства определяем, используя рекомендации п.13.4.2.
1. Усилия в ростверке наружной стены:
а) В расчете на эксплуатационные нагрузки сначала определяем значения параметра a и расчетное расстояние L p между сваями. Затем в за-
висимости от соотношения этих характеристик по соответствующим формулам табл.13.9 находим значения моментов и поперечной силы.
Для определения параметра a вычисляем момент инерции ригеля I p
сечением 0,4х0,4 м:
402
0 ,4  0 ,4 3
Ip 
 2 ,13  10 3 м 4  2 ,13  10 5 cм 4 .
12
Параметр a по формуле (13.22):
EpI p
2 ,1  10 3  2 ,13  10 5
a  3 ,14 3
 3 ,143
 95 см .
3
E к bк
0 ,4  10  40
Согласно рис.13.47, а расстояние в осях между сваями a  0 ,9 м . Расc св  a  d  0 ,9  0 ,3  0 ,6 м .
стояние
Расчетное
расстояние
L p  1,05 c св  1,05  0 ,6  0 ,63 м  63 см .
В данном случае выполняется условие a  0 ,9 cм  c cd  63 cм , поэтому по табл.13.9 выбираем расчетную схему 4, рекомендующую такие
формулы для определения опорного момента M on , пролетного момента
M np и поперечной силы Q :
M on 
 q o L2p
 470  0 ,63 2

 15 ,55 кН  м ;
12
12
q o L2p 470  0 ,63 2
M np 

 7 ,77 кН  м ;
24
24
470  0 ,63
 148,1 кН ,
2
2
где q o - расчетная погонная нагрузка по подошве ростверка, принятая по
данным примера 6 для наружной и внутренней стен.
б) В расчете на нагрузки строительного периода сначала определяем
равномерно распределенную нагрузку q к от веса свежей кладки:
q к   f h bк  кл ,
Q
qo L p

где  f - коэффициент надежности по нагрузке; h - высота одного ряда бетонных блоков; b к - ширина бетонных блоков;  кл - удельный вес кладки
технического подполья;
q к  1,1  0 ,6  0 ,4  23  6 ,07 кН / м .
Используя (13.24)-(13.27), вычисляем моменты и поперечные силы в
ростверке:
M on  0 ,083q к L2p  0 ,083  6 ,07  0 ,63 2  0 ,199 кН  м ;
M np  0 ,042q к L2p  0 ,042  6 ,07  0 ,63 2  0 ,10 кН  м ;
6 ,07  0 ,63
 1,91 кН .
2
2
2. Усилия в ростверке внутренней стены:
а) Для ростверка сечением 1,2х0,5 м (см. рис.13.47) момент инерции
Qo 
qк L p

403
0 ,5 3  1,2
Ip 
 0 ,125  10 1 м 4  1,25  10 6 см 4 .
12
Параметр
a  3 ,14 3
2 ,1  10 3  1,25  10 6
3
 343 см .
0 ,4  10  50
В случае шахматной расстановки свай в качестве параметра a принимаем проекцию на продольную ось расстояния между смежными сваями
рядов.
Согласно рис.13.47, б a 2  0 ,75 м ;
c св  a 2  d  0 ,75  0 ,3  0 ,45 м ;
L p  1,05 c св  1,05  0 ,45  0 ,473 м .
Так как условие a  343 см  c св  47 ,3 см выполняется, по табл.13.9
принимаем расчетные формулы схемы 4:
 578,5  0 ,473 2
M on 
 10 ,74 кН  м ;
12
578,5  0 ,47332
M np 
 5 ,37 кН  м ;
24
578,5  0 ,473
Q
 136,8 кН ,
2
где 578,5 кН  м - расчетная погонная нагрузка на уровне подошвы ростверка внутренней стены.
б) По результатам расчета на равномерно распределенную нагрузку
от веса свежей кладки q к  6 ,07 кН / м получены следующие значения
моментов и поперечной силы:
M on  0 ,083  6 ,07  0 ,4732  0 ,127 кН  м ;
M np  0 ,042  6 ,07  0 ,473 2  0 ,056 кН  м ;
Qo 
6 ,07  0 ,473
 1,43 кН .
2
Пример 8. Определить методом послойного суммирования осадку
свайного фундамента под колонну одноэтажного промышленного здания с
учетом действия на фундамент следующих нагрузок:
первая комбинация - N I  512 кН ; M I  194 кН  м; T I  35 кН ;
вторая комбинация - N II  924 кН ; M II  103 кН  м; T II  3 кН .
Конструкция фундамента и геологический разрез показаны на
рис.13.48.
404
Уплотненный
насыпной грунт
3
=17 кН/м
0,3
– 0,15 Планировочная
Супесь
3
2=16,3 кН/м ;
2 = 22
отметка
b2
d2
a2
1,35
0,4
1=16,4 кН/м3
a2
3,6
ср
1,35
h=9,95 м
1,6
1,5
Глина
 5=19,6 кН/м 3;
5 = 1754
Песок средней круп.,
средней плотн.
 6=20,1 кН/м 3;
II = 3.54.0
сII=1,5 кН/м 3;
5 = 1754;
1,2
Суглинок
3
4=19,4 кН/м ;
4 = 1236
=526
l = 8,6 м
a1
d1
b1
c1
b1
b
c
a
d
1,9
a1
a1
1,2
L y =3,48 м
Глина
3=19,6 кН/м3;
3 = 1754
4
d1
By=2,78 м
Рис.13.48 - Определение размеров условного
грунто-свайного массива
В соответствии с рекомендациями п.2.4.4. сначала определяем габариты условного фундамента, состоящего из ростверка, свай и заключенного между ними грунта.
а) Находим средневзвешенное значение угла внутреннего трения
 cp для грунтовой толщи в пределах длины сваи l . По (13.38) в соответствии с рис.13.48:
  i li  22  2 ,95  17 ,9  1,6  12,6  1,5  17 ,9  1,2  35  1,35  21,06 o ;
 cp 
l
8 ,6
 cp 4  5 ,26 o ; tg  cp 4  0 ,092.
Выполняем построения, показанные на рис.13.48. Под углом  cp / 4
к вертикали проводим плоскости abb1 a1 , add 1 a1 , dcc 1 d 1 , cbb1 c1 до пересечения с горизонтальной плоскостью, проходящей через нижние концы
405
свай. Линии пересечения этих плоскостей a 1b1  b1 c1  c1 d 1  d 1 a1 образуют контуры подошвы условного фундамента. Размеры подошвы:
L y  1,9  2l tg  cp 4  1,9  2  8 ,6  0 ,092  3 ,48 м ;
В y  1,2  2l tg  cp 4  1,2  2  8 ,6  0 ,092  2б78 м .
Высота условного фундамента, представляющего собой прямоугольный параллелепипед, равна H y  9 ,95 м .
Полагая осредненный удельный вес грунто-свайного массива равным  cp  20 кН / м 3 , найдем упрощенно нагрузку от собственного веса
условного фундамента:
G у .ф.  B y L y H y  cp  2 ,78  3 ,48  9 ,95  20  1925 ,2 кН .
Более точное определение G у .ф. (с раздельным учетом весов ростверка, свай и грунта) может оказаться необходимым, если вычисленная
осадка окажется близкой к предельно допустимой или будет превышать ее.
Вертикальную силу на уровне подошвы условного фундамента N у .ф .
найдем для обеих комбинаций усилий:
для первой комбинации
N уI .ф.  N I  G у .ф.  512  1925,2  2437,2 кН ;
для второй комбинации
N уII.ф.  N II  G у.ф.  924  1925,2  2849,2 кН .
Максимальное давление по подошве условного фундамента для первой комбинации усилий
I
 max

N уI .ф.
By Ly


6 M I TIHy
B y L2y

2437,2
6 194  35  9 ,95 

 251,9  96 ,6  348,5 кН / м 2 ;
2
2 ,78  3 ,48
3 ,48  2 ,78
для второй комбинации усилий

II
 max

N уII.ф.
By Ly


6 M II  T II H y
B y L2y

2849,2
6 103  3  9 ,95 

 294,5  23,6  318,1 кН / м 2 .
2 ,78  3 ,48
3 ,48 2  2 ,78
б) Для вычисления расчетного давления R по формуле (13.33) принимаем значения входящих в нее параметров:
b  B y  2 ,78 м; d 1  H y  9 ,95 м .

406
В соответствии с [5] и данными геологического разреза для здания с
гибкой конструктивной схемой находим  c1  1,4 ;  c 2  1; K  1; K z  1 .
Осредненное значение удельного веса грунтов, залегающих выше
подошвы условного фундамента
  i li 
 II 
 li
 17 ,0  0 ,3  16 ,4  0 ,4  16 ,3  3 ,6  19 ,6  1,6  19 ,4  1,5  19 ,6  1,2 
 20 ,1  1,35  : 0 ,3  0 ,4  3 ,6  1,6  1,5  1,2  1,35   18 ,2 кН / м 3 .
Характеристики шестого несущего слоя грунта – песка средней
плотности и крупности согласно данным рис.13.48 имеют значения
 II  20 ,1 кН / м 3 ; c II  1,5 кН / м 2 ;  II  35 o .
Для  II  35 o по табл.3 СНиП 2.02.01-83 определяем безразмерные
коэффициенты: M   1,67 ; M q  7 ,69 ; M c  0,59 .
Расчетное давление по подошве условного фундамента
 
R  c1 c 2 M  K z b II  M q d 1 II  M c c II 
K
1,4  1,0
1,67  2 ,78  20 ,1  7 ,69  9 ,95  18 ,2  9 ,59  1,5  

1,0


 1,4  93,5  1394  14 ,3   1,4  1501,8  2102 кН / м 2 .
Условие (13.32)  max  R в данном случае выполняется, поскольку
348 ,5  2102 .
в) Для определения осадки условного фундамента необходимо построить эпюры природных и дополнительных давлений (рис.13.49).
Природное давление на уровне подошвы условного фундамента
n
 zg
   i li  17 ,0  0 ,3  16 ,4  0 ,4  16 ,3  3 ,6  19 ,6  1,6  19 ,4  1,5 
 19 ,6  1,2  20 ,1  1,35  181,5 кН / м 2 .
Природное давление на границе шестого и седьмого слоев
n
 6zg   zg
  6 l6  181,5  20 ,1  2 ,75  236,7 кН / м 2 .
Дополнительные давления  zp ,i находим на границе каждого эле-
ментарного слоя под подошвой фундамента по формуле


n
 zp ,i   i Pcp   zg
,
где  i - коэффициент уменьшения дополнительных давлений с глубиной,
принимают по табл.1 прил.2 СНиП 2.02.01-83 в зависимости от соотношения сторон подошвы условного фундамента   3 ,38 2 ,78  1,25 и относительной глубины  залегания каждого элементарного слоя толщиной
407
Рис.13.49 - Эпюры природных и дополнительных давлений
при расчете осадок свайных фундаментов
 z i  0 ,2 B y  0 ,556 м :  
под
Pcp 
2  z i
By
; Pcp - среднее фактическое давление
подошвой
N уII.ф.
By Ly

условного
фундамента:
2849,5
 294,5 кН / м 2 ; значения  i и  zp ,i показаны на
2 ,78  3 ,48
рис.13.49.
Нижнюю границу сжимаемой толщи (НГСТ) определяем графическим построением, изображая уменьшенную в пять раз эпюру бытовых
давлений справа от оси симметрии на рис.13.49. В точке пересечения этой
эпюры и эпюры дополнительных давлений находится НГСТ.
По формуле (1) прил.2 СНиП 2.02.01-83 вычисляем осадки пяти элементарных слоев, находящихся в пределах сжимаемой толщи:
si 

0 ,8  zp ,i 1   zp ,i

zi ;
2E
0 ,8 113  109,2 
s1 
0 ,556  0 ,00164 м ;
2  30000
0 ,8 109,2  93,8 
s2 
0 ,556  0 ,00150 м ;
2  30000
408
0 ,8 93,8  73,8 
0 ,556  0 ,00124 м ;
2  30000
0 ,8 73,8  56 ,6 
s4 
0 ,556  0 ,00096 м
2  30000
0 ,8 56 ,6  43,5 
s5 
0 ,556  0 ,00074 м .
2  30000
s3 
k
Суммарная осадка условного фундамента s   s i  0 ,163 
i 1
 0 ,150  0 ,124  0 ,096  0 ,074  0 ,61 см , что существенно меньше допускаемой осадки s доп  15 см [5].
Пример 9. Определить осадку однорядного ленточного свайного
фундамента под наружную стену жилого дома. Глубина погружения сваи
СТ-30 - 6,7 м. Расчетная погонная нагрузка, включая вес ростверка, - 270
кН/м; нормативная нагрузка - 234,5 кН/м. Шаг свай - 0,95 м. Среднее
значение объемного веса грунта со сваями в условном грунтовом массиве 20 кН/м3, коэффициент надежности по нагрузке - 1,1. Геологический разрез и конструкция фундамента показаны на рис.13.50.
При выполнении расчета принимаем во внимание указания прил.3
СНиП [46], п.2.41 СНиП [5] и раздела 7 [47].
Расчетная погонная нагрузка, включая вес грунтосвайного массива,
q o  q   f  cp l c b  270  1,1  20  6 ,7  0 ,3  314 ,2 кН / м ,
то же в нормативном значении
q oн  q н   cp l c b  234,5  20  6 ,7  0 ,3  274,7 кН / м .
Приведенная ширина фундамента

b 0 ,3

 0 ,045 .
l c 6 ,7
q 
Напряжения в активной зоне определяем по формуле  zi  o ni в
 lc
трех уровнях: 1-й уровень – площадка в непосредственной близости от
нижнего конца сваи (на глубине 7 см от ее нижнего конца); 2-й уровень –
площадка на глубине 3 d  90 см (граница уплотненной зоны основания);
3-й уровень принят на глубине 10,05 см (нижняя граница активной зоны,
где напряжение от ней нагрузки отвечает условию  z  10 кН / м 2 . Все
три уровня выбраны таким образом, чтобы они соответствовали числовым
значениям приведенных глубин z l c в табл.22 [47].
409
0,6
1,0
3
0,4
0,6
Почва, =19 кН/м
lc = 6,7
Суглинок
мягкопластичный,
3
 = 18,4 кН/м
Суглинок
полутвердый,
 = 0,35; E = 8 МПа
17,60
z = 16,75
z0 = 10,05
Песок мелкий
средней плотности,
 = 18,1 кН/м3
C = 2 кН/м2;
 = 28;
 = 0,3; E = 14 МПа
НГСТ
0,85
3,4
8,5
1,0
6,1
0,3
Рис.13.50 - Схема определения осадки
однорядного ленточного свайного фундамента
Предварительно находим значения безразмерного коэффициента  n
при   0,045 в зависимости от z l c для точек на вертикали, совпадающей
с осью симметрии фундамента, т.е. при x l c  0 . Значения напряжений
сведены в табл.13.18.
Определяем расчетное сопротивление грунта R1 на уровне подошвы
условного фундамента при погружении свай забивкой:
410
Таблица 13.18 - Значения напряжений в активной зоне основания
в трех уровнях
Глубина площадки от уровня острия сваи,
м
Приведенная
глубина z l c
Безразмерный
коэффициент
n
0,07
0,90
10,05
1,01
1,13
2,5
13,7907
5,1769
0,9140
Напряжение
в активной зоне
на соответствующем уровне
 zi  q o n  l c ,
кН/м2
205,86
77,28
13,65
 
R1  c1 c 2 1,1M  b II  1,1M q d II  3 M c c II .
K
Здесь  c1  1,3 ;  c 2  1,1 ; K  1 ; b  0 ,3 м ; d  1,0  6 ,7  7 ,7 м ;
M   0,98 ; M q  4,93 ; M c  7 ,40 .


 h   2 h2   3 h3 19  0 ,6  18 ,4  6 ,1  18 ,1  1,0
 II  1 1

 18 ,4 кн / м 3 ;
h1  h2  h3
0 ,6  6 ,1  1,0
1,3  1,1
1,1  0 ,98  0 ,3  18,1  1,1  4 ,93  7 ,7  18,4  3  7 ,40  2  
R1 
1
 1,43  818,6  1170,6 кН / м 2 .
То же с учетом нормативных значений физико-механических
свойств грунта:
1,3  1,1
0 ,98  0 ,3  18,1  4 ,93  7 ,7  18,4  7 ,40  2   1,43  718,6  1027,6 кН / м 2 .
R
1
Таким образом, условия R1   z и R   z выполняются, так как
1170,6  205,98 кН / м 2 и 10276  205,98 кН / м 2 .
Осадку свайного фундамента находим по формуле
s

2
q oн 1  vcp
 E cp

o.
Рассчитываем средневзвешенные значения:
14  8 ,5  8  3 ,4
E cp 
 12,29 МПа ;
8 ,5  3 ,4
0 ,3  8 ,5  0 ,35  3 ,4
v cp 
 0 ,314 .
8 ,5  3 ,4
Безразмерную компоненту перемещения  o находим по номограмме
на рис.13.34 в зависимости от   0 ,045 , v cp  0 ,314 на нижней границе
411
активной зоны, где имеет место условие  z  10 кН / м 2 .
В данном случае это соответствует примерно приведенной глубине
активной зоны z l c  2,5 (см. табл.13.18).
Используя найденные значения для  , v cp , z l c , определяем
 o  2,8 .
Осадка свайного фундамента
274,7 1  0 ,314 2
s
2 ,8  0 ,0064 м .
3 ,14  12290
Здесь s  0 ,64 см , что меньше средней предельной деформации основания su  10 см .


Пример 10. Блок-схема (рис.13.51) и последовательность расчета на
ЭВМ ленточного свайного фундамента на забивных сваях-стойках:
1. Ввод исходных данных.
2. Выбор минимального сечения сваи d исходя из перечня типовых
конструкций.
3. Выбор коэффициента условий работы  c .
4. Определение расчетной нагрузки N м на сваю по прочности материала исходя из значения коэффициента продольного изгиба   1 .
5. Определение расчетной нагрузки на сваю по грунту N .
6. Сравнение величин N м и N , выбор минимального значения расчетной нагрузки на сваю.
7. Определение расчетного расстояния между сваями в однорядном
ростверке последовательно при d  0 ,2 ; 0 ,25 ; 0 ,3 ; 0,35 ; 0 ,4 м.
8. Определение условия a  3 d . При его соблюдении расчет ширины
ростверка и вывод результатов расчета: размер сваи d , количество рядов
свай n , ширина ростверка br , расчетная нагрузка на сваю P , расстояние
между сваями a .
9. При условии a  3 d в случае d  0 ,4 м переход на двухрядный ростверк с определением расстояний между сваями последовательно при
d  0 ,2 ; d  0,25 ; d  0 ,3 ; d  0,35 ; d  0 ,4 м.
10. Определение условия a  3 d для двухрядного ростверка. При его
соблюдении – расчет ширины ростверка и вывод результатов расчета.
Пример 11. Блок-схема (рис.13.52) и последовательность расчета на
ЭВМ кустового свайного фундамента под колонну многоэтажного промышленного здания при центральном загружении с применением забивных висячих свай:
1. Ввод начальных данных при установленной глубине погружения
сваи.
2. Определение и выбор исходного сечения забивной сваи.
412
Ввод исходных данных
Назначение сечения сваи, начиная с d  0,2
Нет
Да
d  0 ,3
 c  0,85
c 1
Определение расчетной нагрузки на
сваю по материалу N м
Определение расчетной нагрузки на сваю по грунту N
Сравнение N м и N .
Выбор меньшего значения
Определение расстояния между сваями в однорядном ростверке последовательно при d  0 ,2 ; d  0 ,2; d  0 ,25; d  0 ,3; d  0 ,35; d  0 ,4
a  3d при d  0 ,2...0 ,4
Да
Определение ширины
однорядного ростверка
br
Вывод результатов
расчета d , n , br , P , a
Да
Нет
При условии a  3d и d  0,4 переход на двухрядный ростверк с определением расстояния между сваями a
последовательно при
d  0 ,2; d  0 ,25; d  0 ,3;
d  0 ,35; d  0 ,4
a  3d при d  0 ,2...0 ,4
Нет
Определение ширины
двухрядного ростверка br
Вывод результатов
расчета d , n , br , P , a
Останов
Рис.13.51 - Блок-схема расчета на ЭВМ
ленточного свайного фундамента на забивных сваях-стойках
413
Ввод исходных данных
Выбор начального значения d
Нет
d  0 ,3
 c  0,85
Расчетная нагрузка
на сваю по грунту N
Да
c 1
Расчетная нагрузка
на сваю по материалу N м
Сравнение N м и N .
Выбор меньшего значения
Определение числа свай
Определение размеров ростверка
Проверка условия
Нет
Pn  N d  G r
Вывод результатов расчета: d , n , Ar
Останов
Рис.13.52 - Блок-схема расчета на ЭВМ кустового свайного
фундамента под колонну многоэтажного промышленного здания
при центральном загружении с применением забивных висячих свай
414
Ввод исходных данных
Определение
1
Определение h
Вычисление R
Определение A
Определение u
Вычисление N  Fd 1,4
Да
Вывод результатов
Fd , N , h , d
Nd  N
Нет
Наращивание длины сваи ступенями по
0,2 м от  h  0 ,2 м до  h  0 ,8 м
Nd  N
при  h  0 ,8 м
Нет
Да
Переход на новый диаметр сваи
d1  d   d
Рис.13.53 - Блок-схема расчета на ЭВМ буронабивной висячей сваи
3. Определение расчетных нагрузок на сваю по грунту и по материалу с выбором коэффициента условий работы  c .
415
4. Определение минимального значения расчетной нагрузки на сваю.
5. Определение числа свай и размеров ростверка.
6. Проверка расчетной нагрузки на свайный фундамент по условию
N  N d  G p . При выполнении условия – вывод результатов расчета; при
невыполнении – переход к следующему циклу расчетов с новыми значениями d i  d i 1  0 ,05 м .
Пример 12. Блок-схема (13.53) и последовательность расчета на ЭВМ
буронабивной висячей сваи.
1. Ввод исходных данных.
2. Определение осредненного по слоям удельного веса грунтов  1 .
3. Расчет глубины заложения h нижнего конца сваи от уровня природного рельефа или планировки срезкой.
4. Вычисление расчетного сопротивления R грунта под нижним
концом сваи.
5. Определение площади поперечного сечения сваи A или уширения.
6. Определение периметра ствола сваи u .
7. Вычисление несущей способности сваи Fd и расчетной нагрузки
на сваю N  Fd  k .
8. Определение условия N d  N . При его соблюдении - вывод результатов расчета: несущей способности сваи Fd , расчетной нагрузки на
сваю N , глубины заложения нижнего конца сваи h , минимального значения диаметра ствола сваи d d  0 ,4 м  .
9. При несоблюдении условия N d  N повторение расчетов с последовательным наращиванием длины сваи ступенями по 0,2 м от
 h  0 ,2 м до  h  0 ,8 м и выводом результатов расчета при N d  N .
10. В случае N d  N при d  0 ,4 м и  h  0 ,8 м переход на больший диаметр ствола сваи (  d  0 ,2 м ) с повторением циклов расчета. Вывод результатов расчета.
ГЛАВА 14
МЕТОДЫ УЛУЧШЕНИЯ
СТРОИТЕЛЬНЫХ СВОЙСТВ ГРУНТОВ
На строительных площадках встречаются грунты, неблагоприятные
для их использования в качестве естественных оснований. К ним относятся
рыхлые пески, просадочные, насыпные, слабые водонасыщенные и некоторые другие грунты, получившие общее название структурно-неустойчи416