Проведенные в последнее время исследования в процессе испытания буронабивных свай при строительстве уникальных и высотных зданий показали [1], что экспериментальные (фактические) значения сопротивления глинистого грунта сдвигу (τ) побоковой поверхности свай существенно превышают приведенные в СП 24.13330.2011 величины fi. Анализ результатов испытаний свай показал [2], что больше всего они соответствуют зависимости, полученной Кулоном (1):

τ = σ`r tan φ + c, (1)

где с и φ – прочностные характеристики грунта, определенные для расчета по первому предельному состоянию;

σ`r = К0 σ`z, (2)

где Ко = (1 – sin φ) для нормально уплотненных грунтов. В случае переуплотненного грунта Ко может быть определен по формуле:

Ко = (1 – sin φ) OCRsin φ,

где OCR – коэффициент переуплотнения грунта;

σ`z и σ`r – соответственно вертикальные и радиальные эффективные давления.

В соответствии с этой зависимостью кроме прочностных характеристик большое значение имеет радиальное давление σ`r.

Горизонтальное давление формируется на стадии изготовления сваи и в дальнейшем изменяется в процессе ее нагружения.

В данной статье рассматривается изменение горизонтального давления в массиве грунта, окружающего сваю в процессе ее изготовления.

В результате экспериментальных исследований, выполненных В.М. Мамоновым, П.М. Ермошкиным и А.М. Дзаговым на площадке строительства Загорской ГАЭС [3][4], были получены данные по фактическим значениям радиальных давлений σ`r на контакте буронабивной сваи с грунтом. Значения σ`r определялись при помощи датчиков давлений (мессдоз), размещенных на стенках трех скважин [3], пробуренных для устройства свай диаметром 1 м и глубиной 16–18 м. Датчики давлений в скважинах устанавливались сотрудниками НИИОСП им. Н.М. Герсеванова вручную следующим образом: на выровненную площадку (10 × 30 см) стенки скважины прикладывался чувствительной стороной датчик, и на расстоянии ≈ 7 см от его краев забивались по две пары гвоздей с прикрепленными к каждой паре проволочками. Натягиваясь при забивке гвоздей, проволочки плотно прижимали датчик к грунту.

Ввиду уникальности указанных исследований остановимся на них более подробно.

Грунтовые условия опытной площадки на Загорской ГАЭС с поверхности до глубины 5 м представлены покровными суглинками, ниже – моренными суглинками. Характеристики грунтов площадки представлены в табл. 1.

Непосредственно сразу после укладки бетонной смеси в скважину было получено [3] распределение давления σ`r, близкое к гидростатическому, подсчитанному для смеси с удельным весом 23,3 кН/м3 (рис. 1). Некоторое снижение давления σ`r на нижних участках свай объясняется началом схватывания и зависанием бетона на стенках скважины в результате действия сил трения. Таким образом, согласно экспериментальным данным, при бетонировании скважин глубиной 16–18 м методом свободного сброса давления литой бетонной смеси постепенно увеличиваются с глубиной, распределение по высоте близко к гидростатическому. В дальнейшем в процессе схватывания бетонной смеси и твердения бетона, наблюдается снижение давлений σ`r, и через четыре месяца они составляют 6–16 % от первоначального значения.

На этой же площадке в 1980–1982 гг. были проведены исследования влияния состава бетонной смеси и способа ее укладки в тело сваи [4]. На опытной площадке установкой СО-1200 были изготовлены девять буронабивных свай длиной 10 м и диаметром 1 мс использованием бетонных смесей разного состава (табл. 2).

Пять свай из девяти были оборудованы датчиками, позволяющими определить распределение линейных деформаций по длине и диаметру свай, а также давление на контакте свая – грунт по боковой поверхности сваи и под ее нижним концом.

Бетонную смесь укладывали в скважины методом свободного сброса через приемную воронку с направляющим патрубком. Для уплотнения малоподвижной бетонной смеси по всей длине сваи применяли погружной глубинный вибратор В 1-697.

Измерения показали, что давление литой бетонной смеси на стенки скважины приближалось к гидростатическому (Рг), у малоподвижной – σ`r будет в пределах 0,55–0,8 Рг. Виброуплотнение приводило к резкому возрастанию до значений (1,08–1,37) Рг. После окончания бетонирования в течение 18 ч отношение σ`r/Рг изменялось до 0,3 и 0,4 соответственно для литой и малоподвижной бетонных смесей. В дальнейшем давление медленно уменьшалось и через 28 суток составило в свае 1 с литой бетонной смесью 15 кПа, в сваях 3, 5 и 9 с малоподвижной бетонной смесью – 25, 45 и 75 кПа соответственно. Таким образом, получено, что применением малоподвижных бетонных смесей, уплотняемых в скважинах вибрированием, может быть достигнуто относительное (по сравнению с литой бетонной смесью) увеличение давлений σ`r. Разница в радиальных напряжениях в сваях 3, 5 и 9 связана с разной степенью вибрирования (с увеличением циклов вибрирования значения σ`r возрастали). Давления σ`r вопытных тензометрических сваях возрастали с увеличением нагрузки на сваю и на некоторых участках ствола (рис. 3) даже превосходили значения гидростатического давления бетонной смеси, которое действовало при бетонировании сваи.

Имеются также данные по фактическим значениям горизонтальных давлений при устройстве стены в грунте [5–13].

Давление свежего бетона на различных опытных бареттах (захватках стены в грунте) измерялось на контакте грунт/бетон или внутри стены в грунте. В первом случае для установки датчиков в проектное положение использовались гидравлические домкраты. При этом домкрат вместе с датчиком давления монтировался на арматурный каркас, погружаемый в захватку. Схема установки датчиков на контакте грунт/бетон представлена на рис. 4. При измерении давления внутри бетона датчики также крепились к арматурному каркасу или к инклинометрическим трубам.

Наиболее хорошо задокументированные и характерные результаты были получены для двух опытных захваток № 34 и 36 в Роттердаме [10]. Данные результаты представлены в виде графиков на рис. 5 и 6. Рассмотрим их подробнее. На указанных графиках начало временной оси соответствует началу бетонирования захватки. В этот момент показания всех датчиков отражают гидростатическое давление глинистого раствора. Датчики в захватках № 34 и 36 устанавливались в 8 различных уровнях на глубинах от 5до 40 м с шагом 5 м (по 8 датчиков на захватку). По мере поднятия уровня бетона в захватке датчики начинают реагировать на него увеличением давления. Первым реагирует самый нижний датчик, расположенный на глубине 40 м, затем последовательно снизу вверх реагируют датчики, расположенные выше. Соответствующие пики давления отчетливо видны на рассматриваемых рисунках. После достижения максимума давление начинает снижаться до некоторого остаточного уровня и далее остается постоянным или изменяется незначительно.

Согласно исследованиям Loreck (2007) [12], максимальное давление бетонной смеси на стенки траншеи при бетонировании захватки стены в грунте распределяется по билинейному закону (рис. 7). До определенной глубины, которую условно назвали критической, давление бетона распределяется по гидростатическому закону. Ниже этой глубины, в связи с зависанием бетона на стенках траншеи и началом его схватывания, предполагается, что давление бетонной смеси на стенки траншеи продолжает линейно возрастать, но с меньшей интенсивностью, зависящей от плотности глинистого раствора (на каждый метр глубины давление на стенку траншеи возрастает на величину γбентонит × 1 м):

(3)

где σbz – давление свежего бетона на стенки траншеи, кН/м2;γбетон – объемный вес бетонной смеси, кН/м3;γбентонит – объемный вес глинистого раствора, кН/м3;h – глубина ниже уровня верха стены в грунте, м;hкрит – критическая глубина, м.

В работе Lings и соавт. [5] критическую высоту предложено определять как ⅓ высоты «стены в грунте». Этот подход базировался на анализе доступных к моменту публикации работ об опытных данных с трех опытных захваток. В работе О.А. Шулятьева иД.К. Минакова [14] было показано, что реальные значения критической высоты колеблются в широких пределах от 0,17 до 0,57 H, существенно отклоняясь от предсказанного Lings и соавт. значения, равного 0,33 H, и путем линейной аппроксимации была выведена простая формула (4) для определения критической высоты в зависимости от скорости бетонирования:

hкрит = 0,85Vt + 1,78, (4)

где V – средняя скорость бетонирования стены в грунте, м/ч;

t – время, равное одному часу.

Скорость бетонирования свай зависит от многих факторов. Так, при наличии вблизи скважины достаточного объема бетонной смеси скорость бетонирования в большей степени будет определяться затратами времени на демонтаж секций обсадной трубы, длина которых обычно составляет 1–5 м. Согласно информации, полученной от фирмы Bauer, продолжительность демонтажа одной секции обсадной трубы, включая развинчивание болтов стыка, составляет для труб диаметром 1, 1,5 и 2 м соответственно 30,50 и 70 мин.

Таким образом, скорость бетонирования можно принять как скорость демонтажа секции трубы для ее внутреннего геометрического пространства, т. е. одна труба длиной 4 м и диаметром 1 м имеет объем 3,14 м3, и этот объем бетонируется за 30 мин, т. е. максимальная скорость бетонирования 6,28 м3/ч, или 8 м/ч. Аналогичным образом для трубы диаметром 1,5 м имеем 8,5 м3/ч, или 4,8 м/ч, а для трубы диаметром 2 м – 10,8 м3/ч, или 1,27 м/ч.

Если обсадная труба отсутствует, то скорость будет практически равна скорости подачи бетона в скважину. Рассмотрим пример с объекта строительства башни «Ахмат Тауэр». Свая диаметром 1500 мм и длиной 69 м бетонировалась 8 ч. Обсадка была применена до глубины 30 м. Имеем 30/4,8 = 6,25 ч; 8 – 6,25 = 1,75 ч на бетонирование первых 39 м, т. е. скорость бетонирования без обсадочной части – 22,2 м/ч.

В общем случае значение дополнительных эффективных давлений, возникающих в грунте на границе с бетоном баретт на глубине z (∆σ`gz), будет равно

∆σ`gz = σbz – σw – σ`rz = σbz – σgwz, (5)

σgwz = σw + σ`gz , (6)

где σw – давление в поровой воде;

σ`gz – эффективное горизонтальное давление от собственного веса грунта;

σgwz – общее горизонтальное напряжение в массиве грунта.

σ`gz = K0γ`z.

Для нормально уплотненного грунта K0 может быть определен через коэффициент поперечной деформации ν:

(7)

или по эмпирической формуле Jaky

K0 = 1 – sin φ. (8)

Для случая переуплотненного грунта

K0 = (1 – sin φ) OCRsin φ. (9)

В случае бурения скважин «насухо» для определения остаточного давления бетона σ`rz на контакте сваи с глинистым грунтом может быть использована формула, предложенная А.М. Дзаговым [15]:

(10)

где γб.с. – удельный вес литой бетонной смеси, кН/м3;

d – диаметр сваи, м;

Н – глубина расположения середины расчетного слоя грунта от дневной поверхности, м.

Данная формула получена по результатам непосредственных измерений, в том числе и в водонасыщенных грунтах (моренный суглинок, Sr = 0,92). В случае применения мероприятий по увеличению давлений σ`r (замедлители схватывания бетонной смеси, повторное вибрирование, расширяющие добавки, пригруз бетонной смеси столбом воды или глинистого раствора и пр.) и предложений по учету скорости бетонирования в формулу (10) вводятся соответствующие коэффициенты.

Проведем исследования, как влияют способ устройства буронабивной сваи и инженерно-геологические и гидрогеологические условия на величину ∆σ`gz.

Для этого выполним расчеты для двух способов устройства свай (под защитой обсадных труб и под защитой бентонитового раствора) при грунтовых условиях, представленных в табл. 3.

Примем, что работы выполняются в глинистом грунте удельным весом γ = 21 кН/м3 и углом внутреннего трения φ = 26°. Для переуплотненных грунтов примем ОСR = 4. Сваи буронабивные диаметром 1,5 м, длиной 30 м. Бетонные смеси применяются пластичные (марка по удобоукладываемости не ниже П4).

В соответствии с формулой (4) hкрит при устройстве свай без обсадных труб составит:

hкрит = 0,85Vt + 1,78 = 0,85 × 22,2 + 1,78 = 20,7 м,

а в случае устройства свай под защитой обсадных труб hкрит будет равно:

hкрит = 0,85Vt + 1,78 = 0,85 × 4,8 + 1,78 = 5,7 м.

Анализ результатов расчетов (рис. 7–10) показал, что основное влияние на величину давления свежего бетона и бентонитового раствора на стенки траншеи σbz оказывает способ производства работ. При бетонировании под защитой бентонитового растворана глубине hкрит = 20,7 м давление σbz больше, чем при бетонировании под защитой обсадных труб, на 200 кПа, или на 70 %.

Дополнительное давление в грунте от бетонирования ∆σ`gz в наибольшей степени возникает при устройстве свай в нормально уплотненном грунте выше УПВ. При бетонировании под защитой обсадных труб максимальное значение ∆σ`gz достигается на глубине hкрит = 5,7 м и составляет 60 кПа (рис. 7). При бетонировании же под бентонитовым раствором – 240 кПа соответственно при глубине hкрит = 20,7 м (рис. 7). В случае если ниже УПВ залегают переуплотненные грунты и бетонирование выполняется под бентонитовым раствором, ∆σ`gz = 50 кПа, т. е. практически в 5 раз меньше (рис. 10).

В случае переуплотненного грунта давления свежего бетона и бентонитового раствора на стенки траншеи σbz для бетонирования под бентонитовым раствором практически равно горизонтальному давлению грунта, а в случае бетонирования под защитой обсадных труб – отрицательное, уменьшается с глубиной и достигает 230 кПа на глубине 30 м (рис. 9 и 10).

Поскольку данные давления оказывают существенное влияние на сопротивление грунта сдвигу по боковой поверхности сваи, то при выборе технологии изготовления свай и баретт важно учитывать, к каким изменениям давлений она может привести. Для повышения напряжений в окружающем массиве грунта может быть применена инъекция твердеющего раствора по боковой поверхности через предварительно установленные трубочки [16].

Здесь следует отметить, что формула (3) составлена на основе данных определения давлений при бетонировании стены в грунте. Есть все основания предполагать, что при устройстве буронабивных свай под бентонитовым раствором она также может применяться. В случае выполнения сваи под водой в формуле (3) вместо плотности бентонита следует ввести плотность воды.

Полученные значения дополнительного давления соответствуют моменту окончания бетонирования. После этого происходит релаксация давления в результате как первичной, так и вторичной консолидации окружающего массива грунта.

На основании выполненных исследований может быть предложена следующая методика по расчету влияния устройства баретты на изменение напряженно-деформированного состояния окружающего массива грунта.

Расчет влияния устройства баретты на изменение НДС окружающего массива грунта выполняется численным методом в трехмерной постановке задачи. Моделирование устройства баретты осуществляется путем удаления грунта из траншеи и заменой его нагрузкой, приложенной к стенкам и дну траншеи и соответствующей давлению глинистого раствора или свежего бетона (в зависимости от рассматриваемого этапа строительства). Процесс устройства баретты при этом моделируется в четыре этапа. Три из них представлены на рис. 11.

Первый этап соответствует откопке траншеи под защитой глинистого раствора. На данном этапе нагрузки, действующие на стенки траншеи, определяются по гидростатическому закону с учетом удельного веса глинистого раствора.

Второй этап соответствует максимальному горизонтальному давлению свежего бетона, действующему на стенки траншеи. Данное давление рассчитывается по билинейной зависимости (6), предложенной в [6]. При этом критическая глубина принимается в соответствии с формулой (7), предложенной в работе [14].

Третий этап соответствует остаточному горизонтальному давлению бетона, которое может быть рассчитано по двум вариантам.

Вариант № 1. Остаточное давление бетона на глубине z рассчитывается по формуле (11), что соответствует подходу к определению остаточного давления, основанному на полных давлениях в грунте:

σendz = σaz + σwz, (11)

где σendz – остаточное горизонтальное давление бетона;

σaz – активное давление грунта:

(12)

Вариант № 2. Остаточное давление принимается равным гидростатическому давлению глинистого раствора.

Четвертый этап соответствует затвердевшему бетону. На данном этапе нагрузки, приложенные к стенкам и дну траншеи, отключаются, и одновременно траншея заполняется материалом, моделирующим свойства железобетонной стены в грунте после окончания схватывания бетона. Для данного материала следует назначать упруго-линейную модель грунта.

Модель грунта, окружающего захватку стены в грунте, используемая в предлагаемой методике, должна учитывать историю его нагружения. Это связано с тем, что процесс моделирования устройства стены в грунте включает в себя циклы нагрузки и разгрузки стенок захваток, что ведет к преднапряжению окружающего массива грунта.