Необходимость разработки нового технического решения фундаментов резервуаров продиктована фактом недопогружения вдавливанием свай заводского изготовления в свайных полях пяти резервуаров до проектных отметок.

Отсутствие квалифицированного сопровождения (научно-технического, авторского и др.) при строительных работах по устройству свайных полей не позволило оперативно принять решение по прекращению массового погружения свай при первых их недопогружениях до проектных отметок для анализа причин отклонения от проектного решения, что привело к невозможности применения лидерного бурения или замены заводских железобетонных свай на буроинъекционные или буронабивные. Таким образом, пять завершенных свайных полей имели в своем составе сваи, длина которых изменялась от 2 до 8 м. Причем сваи длиной 6–8 м располагались, как правило, на одной половине свайных полей.

Площадка строительства в геоморфологическом отношении приурочена к Смоленско-Ярославской области ледникового и водно-ледникового рельефа в пределах московского оледенения, значительно переработанного эрозией.

Инженерно-геологические условия площадки строительства характеризуются следующим напластованием грунтов сверху вниз:

Физико-механические характеристики грунтов представлены в табл. 1. Подземные воды вскрыты при изысканиях на глубине 1–6 м и приурочены к моренным пескам. На рис. 1 представлен типовой инженерно-геологический разрез.

Объект строительства представлял собой единый железобетонный «поддон» с общими габаритами 30,4 × 63,6 м с плитой по грунту и стенами бортов высотой 1,3 м, внутри которого располагаются семь резервуаров на собственных свайных фундаментах (план расположения резервуаров представлен на рис. 2).

Конструкции каждого из резервуаров запроектированы вертикальными цилиндрическими Ø10 м с номинальным объемом 1335 м3 каждый. Фундаменты под резервуары были запроектированы из железобетонных свай заводского изготовления сечением 300 × 300 мм длиной 8 м марки С80.30-6. В проекте для свай была принята несущая способность по грунту 74 тс. Для всех резервуаров принят плитный ростверк толщиной 600 мм (проектный разрез по сопряжению свай и ростверку представлен на рис. 3).

Погружение свай выполнялось методом статического вдавливания. Согласно проекту нижние концы свай под резервуары были расположены на абсолютной отметке 162,05 м. В основании свай залегают суглинки полутвердые (ИГЭ-5).

Нагрузки на фундаменты резервуаров представлены на рис. 4 (поз. 1–3 – нагрузки от разных видов загружения, поз. 4 – результирующее давление на фундамент резервуара при эксплуатации и гидроиспытаниях). Как видно из поз. 3, характерной особенностью стальных резервуаров является то, что масса жидкости (G), хранящаяся в них, значительно превышает массу самих строительных конструкций (Qmax). При этом основное нагружение грунтового основания резервуаров происходит практически мгновенно при их заполнении.

В предоставленной документации по свайному полю резервуаров было зафиксировано, что для резервуаров № 3–7 значительное количество свай не достигло проектных отметок заложения подошв при погружении установкой, произведенной в Китае, с максимальным усилием вдавливания 120 тс. Например, техническая исполнительная документация по погруженным сваям резервуара № 6 свидетельствует, что из общего количества свай (37 штук) до проектной отметки погружены 20 свай. Количество свай, погруженных на глубину 3–4 м, составляет 5 штук, на глубину 4–5 м – 12 штук, а погружение одной сваи вообще не состоялось (вдавливание дублеров вместо нее оказалось также безрезультатным).

Для оценки несущей способности погруженных свай на площадке были проведены испытания грунтов сваями статическим нагружением до проектного значения несущей способности, анализ которых не выявил явную зависимость податливости свай от их длины. Например, у сваи длиной 4,4 м (резервуар № 3) при нагрузке 73,9 тс осадка составила 10,8 мм; у сваи длиной 8 м (резервуар № 5) при нагрузке 73,9 тс осадка составила 6,6 мм; у сваи длиной 7,9 м (резервуар № 7) при нагрузке 73,9 тс осадка составила 10,2 мм.

Для анализа причин недопогружения свай были выполнены локальные земляные работы на глубину 2–3 м в зоне, где глубина погружения свай была самой незначительной. При этих работах из основания одной из свай был извлечен валун диаметром около 30 см (см. рис. 5). Таким образом, стало понятно, что основной причиной недопогружения свай стали валунные включения в моренных суглинках (ИГЭ-5), наличие которых не акцентировано в отчете по инженерно-геологическим изысканиям.

Для оценки расчетных деформаций основания резервуаров были проведены расчеты в программном комплексе PLAXIS 3D, которые показали значительный крен резервуаров на сваях различной длины (рис. 6). Из анализа результатов расчетов следовало, чтовозведение резервуаров без дополнительных мероприятий по выравниванию их осадок невозможно в соответствии с ВСП 34-01-03 «Руководство по расчету и конструированию металлических резервуаров и трубопроводов на складах горючего МО РФ» 2003 г. по следующим критериям:

Авторами статьи предложено выправить ситуацию со сваями разной длины путем учета их в работе основания как армирующих элементов. Непосредственно под плитным фундаментом было предусмотрено устройство песчаной подушки. Как отмечается в работах П.А. Коновалова, Р.А. Мангушева, С.Н. Сотникова и др. [1–2], песчаная подушка призвана обеспечить более равномерное распределение давления от резервуара на основание и, как следствие, выравнивание осадок.

Для оценки эффективности предложенного варианта были выполнены расчеты в программном комплексе PLAXIS 3D. При расчетах модуль деформации песчаной подушки из песка средней крупности был назначен равным 30 МПа, толщина подушки – 60см. Расчеты показали, что песчаная подушка позволяет снизить относительную разность осадок с 0,0016 до 0,0012 и сдвинуть максимальную осадку с края фундамента ближе к центру (см. рис. 6 и 7), что является более приемлемым условием для эксплуатации резервуара в соответствии с ВСП 34-01-03.

Дальнейшие расчеты грунтового основания резервуаров № 3–7 со сваями, являющимися армирующими грунт элементами, выполнялись в программе PLAXIS 2D, позволяющей в более оперативной форме рассмотреть различные сценарии работы фундаментной части резервуаров с основанием. При моделировании работы грунтового массива была использована упругопластическая модель Кулона – Мора.

Для каждого из резервуаров назначались два сечения, по которым выполнялись расчеты по двум сценариям. В расчетах по сценарию 1 сваи задавались фактической длины, между сваями и ростверком (который преобразовывался в фундаментную плиту) моделировалась песчаная подушка толщиной 600 мм с модулем деформации Е = 30 МПа, в подошве свай принимались суглинки по инженерно-геологическому отчету (ИГЭ-5) с модулем деформации Е = 28 МПа.

В расчетах по сценарию 2 в дополнение к расчетам по сценарию 1 в основании коротких свай, где в основании предположительно залегают суглинки с валунными включениями, моделировался грунт толщиной 2–3 м с модулем Е = 50 МПа, что соответствует нормативному значению моренных суглинков с коэффициентом пористости e = 0,45 по табл. А.3 СП 22.13330.2016. Расчет по сценарию 2 выполнялся для получения коэффициентов жесткости основания, при которых верхнее армирование фундаментной плиты более высокое, чем при коэффициентах жесткости по расчетам сценария 1.

На рис. 8 представлены эпюры общих деформаций грунтового массива в основании резервуара № 6 при расчетах по двум сечениям. Взаимное влияние резервуаров друг на друга при расчетах не учитывалось, так как зона активных деформаций грунтового массива не превышает 2–3 м при расстоянии между резервуарами 5,5 м.

Проведенные расчеты позволили определить коэффициенты жесткости основания (см. рис. 9), расчеты фундаментов с которыми показал приемлемые величины деформаций, удовлетворяющие требования нормативных и ведомственных документов. Сопоставление полученных значений деформаций с предельными значениями представлено в табл. 2.