Лабораторные исследования бокового отпора грунта были проведены с тензометрическими штампами призматической и ступенчатой формы, размеры которых приведены в табл. 3.1.
Вертикальную нагрузку на подошву штампов передавали с эксцентриситетом е0=0; 0,08; 0,17 и 0,25. Для измерения нормальных напряжений по подошве, а также передней и задней граням штампа установлены прямоугольные тензорезисторные мессдозы с гидравлическим преобразователем. Применяли мессдозы с номинально допустимым давлением 0 2-1,6 МПа.

В качестве грунта основания использовали песок средней крупности. Основание готовили отсыпкой грунта слоями толщиной 15-20 см с последующим уплотнением. Грунт основания имел следующие физико-механические характеристики: влажность W=0,068, плотность ρ=1,76 г/см3, плотность сухого грунта ρd=1,66 г/см3, коэффициент пористости е=0,6, удельное сцепление c=1 кПа, угол внутреннего трения φ=35°, модуль деформации E=27,5 МПа.
Полученные в опытах с призматическим штампом зависимости его средних осадок s от среднего давления на основание р0 при различных относительных заглублениях λ=D/b и эксцентриситетах нагрузки е приведены на рис. 3.1» а. Из рисунка видно, что при расположении штампа на поверхности основания с ростом эксцентриситета нагрузки средняя осадка штампа увеличивается. Так, осадка штампа при р0=(0/0,3) МПа и е=0,7а была в среднем в 1,25 раза больше осадки центрально загруженного штампа, при е=0,2 а - в 1,47 раза. Отмеченное обстоятельство связано с развитием пластических деформаций в основании, особенно под наиболее нагруженным краем подошвы. В случае центрального загружения штампа развитие пластических деформаций в основании было зафиксировано мессдозами, расположенными по краям подошвы, при среднем давлении p0=0,35 МПа, в случае его внецентренного загружения (е=0,17а и 0,25а) - при р0=0,15 МПа. Кроме того, при е=0 25а сразу после приложения нагрузки происходил отрыв заднего края подошвы от грунта.

Вследствие пригрузки основания весом грунта, расположенного выше подошвы, развитие пластических деформаций ниже подошвы ограничивается. Поэтому зависимости средних осадок заглубленного штампа от нагрузки являются более пологими и средняя осадка штампа с увеличением заглубления заметно уменьшается. При внецентренном нагружении заглубленного штампа нагрузка практически не влияет на его среднюю осадку.
Влияние относительного заглубления штампа на среднюю осадку можно оценить коэффициентом αs=s/s0, равным отношению средней осадки штампа при данном значении λ к средней осадке центрально нагруженного штампа на поверхности основания (табл. 3.2).

Опыты показали, что нагрузка, передаваемая на основание подошвой заглубленного штампа, меньше внешней нагрузки, т. е. часть ее воспринимается силами трения по боковой поверхности.
Зависимости на рис. 3.1 показывают суммарное влияние относительного заглубления и сил трения по боковой поверхности штампа на его среднюю осадку. В опытах с заглубленным штампом было известно среднее фактическое давление по его подошве Po, которое определяли по показаниям контактных мессдоз. Это позволило оценить раздельно влияние на среднюю осадку штампа пригрузки основания весом грунта и реактивного трения. Для этого значения средней осадки, соответствующие данной ступени внешнего давления р, откладывали на оси s при фактическом давлении под подошвой штампа (кривые 1 на рис. 3.1). Эти кривые представляют собой зависимости средних осадок заглубленного штампа при отсутствии сил трения по его боковой поверхности от среднего фактического давления под подошвой штампа.
Влияние пригрузки основания весом грунта, расположенного выше подошвы, на среднюю осадку штампа при изменении его относительного заглубления можно оценить коэффициентом α"s, равным отношению осадки заглубленного штампа без учета сил трения по его боковой поверхности s" к осадке центрально нагруженного штампа на поверхности основания s0 (табл. 3.3).

Из табл. 3.2 и 3 3 видно, что при изменении относительного заглубления штампа λ от 0 до 2 его средняя осадка уменьшилась вследствие суммарного влияния пригрузки основания весом грунта и сил трения по боковым граням штампа в среднем в 1,3-2,3 раза, а вследствие влияния только пригрузки основания - в 1,2-1,5 раза. Снижение осадки штампа в результате действия сил трения по его боковым граням составляет 14-56 %.
Зависимости крена призматического штампа от момента при различных значениях относительного заглубления и эксцентриситета нагрузки имеют нелинейный характер (см. рис. 3.1, б) во всем диапазоне нагружения.
Как видно из рис. 3.1, крен незаглубленного штампа при малых значениях момента при е=0,25а больше, чем при е=0,17 а, a при больших значениях момента - наоборот. Для заглубленных штампов при фиксированном моменте с возрастанием λ крен уменьшается, что обусловлено большим средним давлением под подошвой штампа при меньших значениях эксцентриситета нагрузки.

Увеличение заглубления штампа приводит к заметному снижению его крена. Это влияние можно оценить коэффициентом αi=iλ/i0, равным отношению крена заглубленного штампа к крену штампа на поверхности основания (табл. 3.4). Из таблицы видно, что крен заглубленного штампа значительно меньше крена штампа на поверхности основания, в особенности при 1. Так, при е=0,17а и λ=1 и 2 крен штампа был меньше крена незаглубленного штампа соответственно в 3,3 и 12,8 раза, а при е=0,25а - в 3,7 и 17,2 раза.

Сравнение экспериментальных значений крена призматического штампа с расчетными по СНиП показало, что при λ=0 и е=0,17 а фактический крен штампа i хорошо согласуется с расчетным креном ic до p0≤0,15 МПа, при больших давлениях на основание он больше расчетного в 1,4-3,3 раза, При е=0,25 а и при λ=0 во всем интервале нагрузок i≥ic. При р0=0,3 МПа, е=0,17а и λ=0,5, 1 и 2 экспериментальный крен штампа меньше расчетного соответственно в 12; 2,2 и 6,7 раза, а при е=0,25 а и λ=1 и 2 - в 1,8 и 9,1 раза.

В целом результаты экспериментов показали, что глубина центра вращения внецентренно загруженного призматического штампа при среднем давлении на основание р0=0,3-0,5 МПа и λ=1 равна Z0=(0,8/0,9)D, а при λ=1,5 и 2 Z0=(0,5/0,6)D.
На рис. 3.2 приведены эпюры нормальных напряжений по контактным поверхностям штампа. При расположении центрально нагруженного штампа на поверхности основания контактные напряжения по его подошве распределены практически равномерно. Форма эпюр напряжений по продольной оси подошвы на линейном участке зависимости s=f(p) при е-0,08а близка к трапециевидной, а при е=0,17а и 0,25с - к треугольной с нулевой ординатой соответственно у заднего края и на расстоянии от него, равном примерно эксцентриситету нагрузки.
При заглублении штампа происходит выравнивание ординат эпюр контактных напряжений по подошве.
При фиксированном значении момента с увеличением λ наибольшие краевые напряжения по подошве штампа уменьшаются и треугольная эпюра напряжений (при λ=0) трансформируется в трапециевидную (при λ=0,5 и 1). Следует отметить, что даже в случае небольшого заглубления (λ=0,5) при е=0,17а минимальные краевые напряжения по подошве штампа существенно отличаются от нуля. При λ≥1 отрыв подошвы от грунта не происходит даже при е-0,25а.
Результаты измерения нормальных напряжений по подошве заглубленного штампа позволили оценить роль сил трения в суммарном сопротивлении основания (рис. 3 3). В результате действия сил трения грунта по боковой поверхности штампа уменьшается доля вертикальной нагрузки, воспринимаемая подошвой. На первых ступенях нагружения (р0=0,05/0,1 МПа) при λ≥1 силы трения рτ составляют 45-25 % внешней нагрузки. С дальнейшим ростом нагрузки доля реактивного трения в общем сопротивлении основания уменьшается. При p0=0,6 МПа подошвой воспринимается 90-95 % внешней нагрузки.
Эпюры нормальных напряжений по передней и задней граням штампа имеют ломаное очертание с максимальной ординатой по передней грани штампа на глубине, равной (1/2/1/3)D. С увеличением момента положение максимальной ординаты не меняется. При фиксированном значении момента напряжения по передней грани штампа при е=0,17а больше, чем при е=0,25а.
Нормальные напряжения по задней грани штампа зависят от относительного заглубления и внешней нагрузки. Так, при λ=0,5 во всем диапазоне нагрузок они были равны нулю, а при λ=1 были зафиксированы только на первых ступенях нагружения (p0=0,l/0,3 МПа), с дальнейшим ростом нагрузки они уменьшились до нуля.
В результате измерения нормальных напряжений по контактным поверхностям тензометрического штампа определены значения Мi, воспринимаемые его подошвой и боковыми поверхностями при различных значениях относительного заглубления и эксцентриситета нагрузки. С увеличением относительного заглубления заметно снижается доля момента, передающегося на подошву штампа, и при е=0,17а и λ=0,5 грунт обратной засыпки воспринимает примерно 8% внешнего момента, а при λ=1 и 2 соответственно 40 и 86 % (при е=0,17а) и 41-84 % (при е=0,25а).
Реактивный момент от нормальных напряжений по передней и задней граням составляет 5-46 % внешнего момента. Отношение момента, воспринимаемого подошвой штампа, к моменту, воcпринимаемому его передней и задней гранями, в значительной мере зависит от относительного заглубления. Доля реактивного момента от сил трения по боковым граням и подошве штампа при λ=1 и 2 составляет соответственно 33-45 % (при е=0,17а) и 21-41 % (при е=0,25а), т. е. трение играет существенную роль в суммарном сопротивлении основания.
Опыты показали, что снижение плотности грунта обратной засыпки приводит к некоторому увеличению доли внешней нагрузки и момента, приходящихся на подошву штампа, вследствие чего средняя осадка и крен штампа возрастают. Так, среднее измеренное давление по подошве штампа при коэффициенте уплотнения =0,95 и 0,92 было соответственно в среднем на 5 и 11 % больше, чем при kc=1, а реактивный момент от неравномерного распределения напряжений по подошве - на 18 и 62%. Реактивный момент от нормальных напряжений по передней и задней граням штампа при kc=0,95 был на 18% больше, чем при kc=1, а при kc= 0,92 - на 26 % меньше.
Опыты со ступенчатым штампом при одинаковой плотности основания показали, что при р0=0,1/0,4 МПа, λ=1 и 1,5 средняя осадка штампа соответственно в среднем в 1,7 и 1,9 раза, а его крен в 2,9 и 6,2 раза меньше соответствующих деформаций незаглубленного штампа.
При этом установлено, что влияние относительного заглубления ступенчатого и призматического штампов на их среднюю осадку можно считать практически одинаковым и, следовательно, при небольшом выносе ступеней форма штампа мало влияет на его крен.
Эпюра нормальных напряжений по передней и задней граням ступенчатого штампа аналогична эпюрам, полученным в опытах с призматическим штампом. Максимальная ордината напряжений по передней грани соответствует глубине, равной 1/3D. Напряжения по задней грани штампа были зафиксированы только при λ=1,5, при этом они были значительно меньше напряжений по передней грани. При уменьшении плотности грунта обратной засыпки значения горизонтальных давлений уменьшались. При λ=1 в эпюре по передней грани штампа наблюдался перелом на уровне верха ступени, что связано с разуплотнением грунта выше ступени, зарегистрированным мессдозами в верхней плоскости выноса ступени.
Положение нулевой точки в эпюрах σx при р0=0,4 МПа и λ=1,5 показывает, что поворот штампа происходит относительно центра вращения, расположенного на уровне верха ступени (ξ=0,72), при λ=1 центр вращения штампа находился на уровне подошвы.
Реактивный момент, вычисленный по измеренным нормальным напряжениям σх, при р0=0,4 МПа и λ=1 и 1,5 соответственно составил 25 и 44 % внешнего момента. Уменьшение плотности грунта обратной засыпки (изменение kc от 1 до 0,92) при λ=1,5 привело к уменьшению этого момента в 1,4 раза.
Из условий равновесия получено, что реактивны момент от сил трения по боковым граням и подошве штампа при p0=3,4 МПа, kc=1 и λ=1 и 15 составил соответственно 19 и 22 % внешнего момента, а при λ=1,5 и kc=0,92 - 17%.
Таким образом, проведенные исследования показали значительное влияние относительного заглубления на деформации ступенчатого штампа. Сопротивление грунта по его передней и задней граням составляет значительную долю суммарного сопротивления и возрастает с увеличением относительного заглубления. При этом происходит выравнивание эпюры контактных давлений под подошвой штампа.
Полевые исследования были проведены с крупномасштабными моделями призматических и ступенчатых фундаментов (см. табл. 3.1), которые нагружали вертикальной нагрузкой с относительным эксцентриситетом e=0,17 а. Относительное заглубление фундаментов изменялось от 0 до 2.
Опыты проводили на площадках № 1, 2 и 3, сложенных супесчаными грунтами. Физико-механические характеристики грунтов площадок приведены в табл. 3.5.

В опытах использовали призматические фундаменты с размером подошвы 61x82 см (площадь 0,5 м2, соотношение сторон n = 1,33) и высотой 210 см и ступенчатые фундаменты с размером подошвы 107x140 см (площадь 1,5 м2, соотношение сторон n = 1,31) и высотой 43 см. Полученные в опытах зависимости средней осадки S0 и крена i призматического фундамента от среднего давления p0 и момента M приведены на рис. 3.4 и 3.5.

Из рис. 3.4 видно, что в диапазоне нагрузок р0=0,05/0,3 МПа средняя осадка фундамента при λ=0 и е=7 в в 1,27 раза больше его средней осадки при центральной нагрузке. Это согласуется с результатами лабораторных опытов.
Средние значения коэффициента αS по результатам опытов с призматическим фундаментом на площадках № 2 и 3 в случае сохранения природной плотности грунта выше и ниже его подошвы (kc=1,0) приведены в табл. 3.6.
Из приведенных в табл. 3.6 данных следует, что средняя осадка фундамента в зависимости от его относительного заглубления в 1,8 3,6 раза меньше осадки фундамента на поверхности основания.

В опытах с призматическим фундаментом на площадке № 3 при плотности грунта обратной засыпки ρ"d=1,48 г/см3 (ρс = 1,48 г/см3; kc=0,93) его средняя осадка в диапазоне нагрузок Po=0,05/0,3 МПа и λ=1 и 2 была больше соответствующих осадок штампа при kc=1 в среднем на 12 и 4 %, а при p0=0,4МПа - на 46 и 11 %. Влияние относительного заглубления на осадку фундамента при разной степени уплотнения грунта обратной засыпки показывает, что его осадка при kc=0,93 и λ=1 и 2 соответственно в 1,9 и 3,4 раза меньше осадки незаглубленного фундамента.
Зависимости крена незаглубленного фундамента от момента во всех опытах имеют явно выраженный криволинейный характер (см. рис. 3.5). Только при давлениях p0=0,05-0,15 МПа их можно считать линейными. При заглублении фундамента предел линейной зависимости крена от момента увеличивается. Крен заглубленного фундамента во много раз меньше крена фундамента на поверхности основания. Средние значения коэффициента αi по результатам опытов на площадке № 2 приведены в табл. 3,7, из которой видно, что крен фундамента при kc=1 и λ=1 и 2 соответственно в 7,7 и 37 раз меньше крена фундамента на поверхности основания.
Еще большее влияние относительного заглубления на крен фундамента отмечено в опытах на площадках № 1 и 2. Так, на площадке № 1 крен фундамента при р0=0,1 МПа и λ=0; 1 и 2 был соответственно равен: i=24,2*10в-3; 1,2*10в-3 (ai=0,049) и 0,48*10в-3 (αi=0,021), на площадке № 2 - соответственно i=9,0*10в-3; 0,61*10в-3 (αi=0,068) и 0,3*10в-3 (αi=0,033).
Проведенные опыты показали, что повышение общей сжимаемости основания приводит к увеличению влияния относительного заглубления фундамента на его крен.

Опыты на площадке № 3 выявили существенное влияние плотности грунта обратной засыпки на крен фундамента. Так, при p0=0,1 МПа, kc=0,93 и λ=1 и 2 крен призматического фундамента был соответственно в 1,7 и 1,9 раза больше его крена при kc=1. С ростом нагрузки на фундамент это различие увеличивалось. Так, при тех же значениях λ крен фундамента при p0=0,45 МПа был равен соответственно 2,0 и 2,9. Однако даже при плотности грунта обратной засыпки ρ"d= 1,48 г/см3, близкой к минимальной плотности (kc=0,93), крен фундамента в интервале нагрузок p0=0,1-0,3 МПа при λ=1 и 2 оставался меньше крена фундамента на поверхности основания соответственно в 4,3 и 18,2 раза.
Во всех опытах с заглубленным призматическим фундаментом его крен при среднем давлении по подошве, равном расчетному сопротивлению грунта основания R, был значительно меньше расчетного по СНиП 2.02 01-83. Так, на площадке № 3 экспериментальный крек фундамента при λ=1 и 2 (при R=0,31 и 0,37 МПа) в случае природной плотности грунта обратной засыпки был меньше расчетного соответственно в 4,0 и 12 раз, а при kc=0,93 - в 2,6 и 5,4 раза.
Увеличение заглубления ступенчатого фундамента так же, как и призматического, приводило к снижению его средней осадки и крена. Так, при изменении относительного заглубления от 1 до 1,5 средняя осадка фундамента уменьшилась в 1,5 раза, а крен - в 2,3 раза.
Результаты экспериментальных исследований в полевых условиях показывают существенное влияние относительного заглубления на деформации основания призматических и ступенчатых фундаментов. Этими исследованиями в большей степени, чем лабораторными опытами, установлено влияние заглубления на осадку и крен этих фундаментов даже в тех случаях, когда грунт обратной засыпки имеет меньшую плотность и существенно большую сжимаемость, чем природный. Это влияние можно объяснить реализацией сил трения и наличием сцепления грунта по контактным поверхностям фундамента.
При расположении фундамента на поверхности основания его центр вращения находился на 4-14 см ниже подошвы со стороны задней грани. По мере роста нагрузки на фундамент центр вращения понижался и удалялся от фундамента. С увеличением заглубления фундамента наблюдалось закономерное повышение центра вращения и удаление его от задней грани. Увеличение относительного заглубления приводило к увеличению расстояния от центра вращения до оси фундамента.
Значения измеренных реактивных напряжений по подошве не-заглубленного призматического фундамента при е=0,17а приведены в табл. 3.8, из которой видно, что условия равновесия при λ=0 соблюдаются достаточно точно. В опытах на площадках № 1 и 2 в этом случае измеренная мессдозами нагрузка на подошву фундамента оказалась на 10-15% меньше приложенной.

При заглублении призматического фундамента происходит выравнивание эпюр контактных напряжений по подошве, в особенности по ее продольной оси.
Из табл. 3.8 также видно, что с увеличением относительного заглубления доля внешней нагрузки, передающейся на подошву, снижается. Так, при среднем давлении p0=R=0,31 МПа и λ=0,62 и 1 на подошву передавалось соответственно около 89 и 79% внешней нагрузки, а при λ=2 (р0=R=0,37 МПа) - около 70 %. В этих опытах средние касательные напряжения по боковым граням фундамента, фактически соприкасающимся с грунтом, равнялись: τ = 15/17 кПа
С увеличением среднего давления на основание нагрузка на подошву фундамента увеличивалась: при p0=0,6 МПа и λ=1 на подошву передавалось уже соответственно 89 % внешней нагрузки.
Эксперименты показали, что при снижении плотности грунта обратной засыпки реактивное трение по боковой поверхности фундамента уменьшается и вследствие этого увеличивается доля нагрузки, передающейся на подошву. Так, при =0,93, р0=0,3 МПа и λ=1 и 2 фактическая нагрузка на основание под подошвой фундамента была соответственно на 18 и 8 % больше полученной при плотности грунта обратной засыпки, равной природной При р0=0,6 МПа и тех же значениях λ при kc=0,93 на подошву фундамента передавалось соответственно 95 и 81 % внешней нагрузки. Среднее значение касательных напряжений по боковым граням фундамента составило примерно 6 кПа.
С увеличением заглубления фундаментов доля внешнего момента, передающегося на подошву, существенно уменьшается. Так, при p0=0,3 МПа, kc=1 и λ=0,62; 1 и 2 реактивный момент от неравномерного распределения нормальных напряжений по подошве призматического фундамента составлял соответственно 48; 28 и 12% внешнего момента, а при kc=0,93 и λ=1 и 2-51 и 23 %. Реактивный момент от нормальных напряжении по передней и задней граням фундамента при kc=1 и λ=0,62; 1 и 2 составил соответственно - 31; 15 и 28 % внешнею момента, а при kc=0,93 и λ=1 и 2 - 23 и 16 %.
В опытах со ступенчатым фундаментом так же, как в опытах с призматическим фундаментом, сопротивление грунта обратной засыпки составляло значительную долю в суммарном сопротивлении грунта основания. Реактивный момент по подошве фундамента при среднем давлении, равном расчетному сопротивлению грунта основания, при λ=1 и 1,5 составлял соответственно 35 и 21 % внешнего момента, а реактивный момент от нормальных напряжений по передней и задней граням фундамента - соответственно 24 и 28 %; реактивный момент сил трения по боковой поверхности и подошве - соответственно 42 и 51 %.
Сравнение экспериментальных и расчетных данных. Коэффициент постели основания в лабораторных и полевых опытах вычисляли по формулам:

Изменение коэффициента постели с глубиной определяли по формуле

Значения коэффициентов c0 и ci полученные в опытах с призматическими моделями фундаментов при е=0,17а и различных значениях относительного заглубления λ, приведены в табл. 3.9, из которой видно, что жесткостные характеристики основания зависят от глубины заложения фундамента и его размеров, а также вида грунта. С увеличением относительного заглубления фундамента значения с0 и ci увеличиваются примерно одинаково, а с ростом нагрузки они уменьшаются.
Внецентренное приложение нагрузки приводит к снижению жест костных характеристик основания. Для штампа на поверхности основания это влияние довольно существенно, для заглубленного оно мало заметно (табл. 3.10).

В лабораторных и полевых опытах с призматическими моделями фундаментов при всех значениях А отношение сi/c0 в интервале нагрузок p0=0,1/0,5 МПа изменялось в пределах 1,4-1,6. В лабораторных опытах со ступенчатым штампом при p0=0,4 МПа и λ=0; 1 и 1,5 это отношение соответственно равнялось 1,39, 1,40 и 2,26, а в полевых при p0=0,15 МПа и λ=1 и 1,5-2,17 и 2,21.
При снижении плотности грунта обратной засыпки коэффициенты c0 и ci уменьшаются, однако их отношение при постоянных значениях kc не изменяется. Следует отметить, что разброс значений ci/c0 в большой степени обусловлен точностью определения реактивного момента по подошве фундамента.
Изменение коэффициента постели, характеризующего сжимаемость грунта в горизонтальном направлении, при λ=1 почти линейно увеличивается с глубиной. В опытах при λ≥1,5 такая закономерность подтверждалась лишь до глубины z= (1/3÷1/2)D.
По косвенным оценкам значение коэффициента постели на сдвиг по подошве призматического фундамента при λ=1 и р0 = 0,3÷0,6 МПа в лабораторных опытах равнялось: сτ = 9,8÷15,4 кПа/м, в полевых - сτ = 1,96÷4,2 кПа/м. Отношение сτ/с0 по этим опытам составило 1,0-0,6.
В целом результаты экспериментов показали, что жесткостные характеристики основания зависят от относительного заглубления, плотности грунта обратной засыпки, интенсивности и характера нагрузки. Сопротивление основания повороту и сжатию различно. Изменение коэффициента постели с глубиной условно можно считать линейным.
Метод расчета бокового отпора грунта. Предлагаемый метод расчета относится к фундаментам под колонны зданий, загруженным постоянной внецентренной нагрузкой и возводимым в открытых котлованах с последующей засыпкой пазух грунтом.
Расчет отдельно стоящих фундаментов, загруженных центральной вертикальной нагрузкой, горизонтальной нагрузкой и моментом в одном направлении (рис. 3.6), производят на основе расчетной модели упругого основания типа Винклера, сопротивляющегося вертикальным и горизонтальным смещениям фундамента.

Жесткость фундамента считают бесконечной большой. Для характеристики жесткости основания на сжатие используют коэффициенты: неравномерного сжатия в вертикальном направлении под подошвой фундамента сi, неравномерного сжатия в горизонтальном направлении сx и сдвига в плоскости подошвы сx.
Коэффициент ci, МПа/м, определяют по формуле

Коэффициент cx принимают линейно возрастающим с глубиной

Коэффициент cx принимают равным 0,35сi.
Крен заглубленного фундамента id от внецентренной нагрузки с учетом его упругого защемления в грунте определяют по формуле

а глубину z0, на которой расположен центр его поворота - по формуле

Величина А0, s0 и I0 из выражений (3.6) и (3.7) вычисляют по следующим формулам:

обозначения bj и zj см, на рис. 3 6.
Крен фундаментов промышленных здании, оборудованных мостовыми и подвесными кранами, допускается определять по формуле (3,6). При этом коэффициент kλ в формуле (3.4) считают равным единице. В расчетах крена фундаментов опор открытых крановых эстакад принимают: для песков и супесей kx = 1,5, для суглинков kλ=1,2, для глин kλ=1,1.
Краевые давления под подошвой фундамента при действии на него внецентренной нагрузки находят по формуле

Реактивное сопротивление грунта σx(z) по передней и задней граням фундамента определяют по формуле

Значение σx(2) используют для проверки прочности фундамента.
Напряжения σx(z) не должны превышать предельных значений σx,u(z), вычисляемых по формуле

Горизонтальное перемещение верха фундамента определяют по формуле

Обратные засыпки необходимо устраивать таким образом, чтобы плотность уплотненных грунтов соответствовала коэффициенту уплотнения не менее kc=0,92 при ρ"d=1,60/1,65 г/см3.
Сравнение экспериментальных значений крена заглубленных призматических фундаментов, полученных в лабораторных опытах, с расчетными значениями, полученными по предложенному методу, приведено в табл. 3.11.

Из табл. 3.11 видно, что фактический крен внецентренно загруженных фундаментов при λ≥0,5 и р0=0,1/0,4 МПа существенно меньше расчетного. Это является косвенным подтверждением наличия касательных сил сопротивления грунта по боковым поверхностям штампа, которые в предложенном методе расчета не учитываются из-за отсутствия достоверных методов их определения, в частности, из за неизученности влияния на них способа устройства фундаментов.
В целом предложенный метод расчета внецентренно загруженных фундаментов с учетом их заглубления в достаточной степени согласуется с результатами экспериментальных исследований и позволяет более экономично проектировать фундаменты. Эффективность его тем выше, чем больше относительное заглубление фундаментов и выше плотность обратной засыпки. В результате выравнивания давления по подошве расход арматуры на устройство фундаментов в зависимости от их относительного заглубления снижается на 5-30 %.
Из табл. 3.12 и рис. 3.7 видно, что вычисленные по формуле (3.9) значения σx(z) нигде не превышают предельных.

Для некоторых частных случаев конструкций и нагрузок величина коэффициента упругого отпора может быть выражена через физико-механические характеристики породы Е 0 и μ 0 и размеры выработки по формулам, полученным на базе теории общих деформаций. Так, при воздействии на круговую тоннельную обделку радиуса r внутреннего равномерно распределенного радиального давления коэффициент упругого отпора определяют по формуле акад. Б.Н. Галеркина

В остальных случаях при проектировании пользуются данными, часто носящими случайный характер и изменяющимися в широких пределах.

Подобная приближенная оценка деформативной способности горных пород не соответствует современному уровню развития методов расчета и проектирования подземных конструкций и допустима лишь в стадии разработки проектного задания. Поэтому большое значение имеют исследования деформаций горных пород в условиях естественного залегания при нагрузках, близких к тем, которые создаются в основании реальной конструкции.

Наиболее простым способом экспериментального определения коэффициента упругого отпора является метод штампов . Сущность его заключается в установке на выровненных площадках в кровле и подошве (или стенах) выработки жестких плит (штампов), распираемых мощными гидравлическими или масляными домкратами. Изменение расстояния Δ между штампами связывается с величиной созданного на штампы давления σ , что дает возможность определить значение коэффициента к ш упругого отпора, соответствующее данной форме и площади F ш штампа:

При увеличении площади передачи нагрузки до величины F значение коэффициента упругого отпора уменьшается. В соответствии с аналитической зависимостью для осадки жесткого штампа

.

Справедливость приведенной формулы подтверждается опытными данными, если F ≤ 10 м 2 .

Метод штампов в изложенном виде дает лишь грубое представление о деформативности пород, окружающих выработку, так как условия передачи нагрузки через штамп сильно отличаются от существующих в натуре. Тоннельная конструкция имеет жесткость, отличающуюся от жесткости штампа, и создает давление на породу не по плоской площадке, а по криволинейной поверхности. Ограниченные размеры штампа затрудняют обоснованный переход к действительной площади контакта обделки с породой и создают возможность влияния на результаты испытания местных нарушений основания.

В экспериментах, проведенных ЦНИИСом Минтрансстроя, в качестве штампов, вдавливаемых в породу, использовались элементы обделки кругового очертания. В этом случае были получены более достоверные результаты, так как учитывались кривизна и жесткость конструкции с размерами, соответствующими натуре.

Методика, разработанная и испытанная ЦНИИСом Минтрансстроя, состоит в следующем. Коэффициент упругого отпора определяют на опытных участках тоннеля кругового очертания, в состав верхней половины обделки которого входят измерительные элементы с наружной полостью, заполненной пластичным битумом (см. рис. 41). Задавливая в полости двух элементов, смежных с замковым сечением (рис. 77), дополнительное количество битума, можно обеспечить контролируемое увеличение нагрузки на обделку и измерить соответствующее ему изменение Δd горизонтального диаметра, а также приращение Δσ интенсивности упругого отпора на боковые части конструкции.

Рис. 77.

Отсюда коэффициент упругого отпора для выработки диаметром d

Для выработки другого диаметра D величина коэффициента упругого отпора может быть приближенно определена по формуле

При расчете обделок, очертание которых отличается от кругового, в эту формулу может быть подставлено среднее значение диаметра выработки , где F — площадь сечения выработки.

Расчет конструкции подземного сооружения с применением коэффициента упругого отпора, определенного из описанного опыта, следует производить без учета бокового активного давления породы, так как его действие уже учтено в коэффициенте отпора.

Величины коэффициентов упругого отпора по боковой поверхности и в подошве стен подковообразной обделки различны даже при расположении последней в однородных породах. Передача нагрузки осуществляется в обоих случаях под разными углами. Площадь F п подошвы стены, через которую давление передается на породу, обычно значительно меньше площади F контакта боковой поверхности стены с породой. Наибольшее значение имеет последний фактор. В соответствии с формулой (52) коэффициент упругого отпора под стенами можно увеличивать по формуле

,

где к — коэффициент упругого отпора, определенный для выработки среднего диаметра;

s — протяжение участка контакта породы с боковой поверхностью стены;

h п — ширина подошвы стены.

Проведение массовых измерений коэффициентов упругого отпора в различных геологических условиях, анализ и обобщение полученных материалов являются наиболее обоснованным направлением для подведения прочной базы под применяемые методы статического расчета.

Наряду с радиальным отпором по поверхности обделки в общем случае действуют силы трения и сцепления. Предельные значения сил трения связаны с интенсивностью σ отпора породы выражением τ = μσ , где μ — коэффициент трения между обделкой и породой.

Величина сил сцепления зависит от степени неровности выработки и состава окружающих пород. В скальных породах, проходка в которых осуществляется взрывным способом с установкой арочной или анкерной крепи (см. § 57), обделка работает в две стадии. В первой стадии вес свежеуложенной в инвентарную опалубку бетонной смеси полностью передается через подошвы стен и касательные усилия между обделкой и породой отсутствуют.

После достижения бетоном проектной прочности и нагнетания за обделку цементно-песчаного раствора наступает вторая стадия ее работы. В этой стадии мобилизованное нагнетанием горное давление передается с обделки на стены выработки через выступы, заполняющие неровности контура, неизбежные при взрывных работах, т.е. полностью воспринимается касательными усилиями.

В мягких породах, проходку в которых ведут обычно с расчленением сечения на части и применением деревянной крепи, нарастание нагрузки происходитв течение более длительного периода и после нагнетания за обделку возможно возникновение сил трения между обделкой и породой. Тем не менее под действием подземных вод и сотрясений, возникающих при движении подвижного состава, а также в результате релаксации в пластичных породах возможно уменьшение и даже полное исчезновение возникших сил трения. Силы сцепления в этом случае не имеют такого значения, как в скальных породах. Поэтому при расчете на длительно действующие (основные) нагрузки в мягких породах в запас прочности конструкции можно касательные усилия между обделкой и породой не учитывать.

При проверке на кратковременное действие сил (строительные нагрузки) рекомендуется учитывать силы трения.

(1) Коэффициент отпора грунта k s может быть определен по формуле

где Dр - выбранный диапазон применяемых контактных давлений;

Ds - изменение суммарной осадки в соответствии с выбранным диапазоном контактных давлений, включая осадки ползучести.

(2) При расчете k s необходимо указывать размеры плит (штампов).

К.4 Пример метода определения осадок ленточных фундаментов на песчаном грунте

(1) Данный пример описывает непосредственное определение осадок. Осадка оснований на песчаных грунтах может быть получена эмпирическими методами в зависимости от коэффициентов, приведенных на рисунке К.3, если грунты оснований под подошвой фундамента расположены на глубине больше двух его ширин, то ширина принимается такой же, как и под штампом (рисунок K.2).

b 1 - ширина штампа; b - ширина фундамента;

s - прогнозируемая осадка фундамента; s 1 - осадка, измеренная при проведении PLT;

1 - штамп; 2 - фундамент; 3 - зона влияния

Рисунок К.2 - Зона влияния под штампом и фундаментом

b /b 1 - отношение ширин; s /s 1 - отношение осадок;

1 - рыхлые грунты; 2 - средней плотности грунты; 3 - плотные грунты

Рисунок К.3 - График для расчета осадки фундаментов по результатам

Штамповых испытаний

Приложение L

(справочное)

Подробная информация о подготовке образцов грунта для испытаний

L.1 Введение

(1) Подробно порядок подготовки образцов изложен в тексте стандарта СEN/TC 341, который основан на методиках испытаний, рекомендованных Европейским техническим комитетом № 5 по лабораторным испытаниям (ETC 5) Международного общества механики грунтов и инженерной геологии. Основные требования изложены в настоящем приложении.

L.2 Подготовка нарушенных грунтов к испытаниям

L.2.1 Сушка грунта

(1) Обычно грунт не следует предварительно сушить для испытаний, кроме специально оговоренных случаев, и он должен использоваться в естественном состоянии. Когда требуется сушка грунта, следует использовать один из следующих способов:

Печную сушку до постоянной массы в вентилируемой камере при температуре (105±5) °С;

Печную сушку в вентилируемой камере при заданной температуре менее 100 °С (т. е. частичная сушка, поскольку при более низкой температуре она не должна быть полной);

Воздушную сушку (частичную) с выдержкой на воздухе при комнатной температуре, с вентилятором или без вентилятора.

L.2.2 Размельчение

(1) Степень необходимого размельчения и обработка какого-либо оставшегося сцементированного материала должны соответствовать конкретным требованиям и условиям, о чем должно быть указано в отчете. В частности, размельчение и обработка материала образца должны производиться при естественной влажности грунта.

(2) Слипшиеся частицы должны быть разъединены без разрушения отдельных частиц. Воздей­ствие должно быть не более сильным, чем при ударе пестом с резиновой головкой. Особую осторожность следует проявлять, когда частички грунта рыхлые и слабокрепкие. Если необходимо приготовить большое количество грунта, то размельчение должно производиться порциями.

5.9. Определение величины горного давления, а также естественного напряженного состояния грунтового массива необходимо выполнять согласно пп.5.10 - 5.15, а также на основании опыта строительства и эксплуатации туннелей в аналогичных инженерно-геологических условиях.

Для безнапорных туннелей I класса и напорных туннелей I и II классов значения горного давления должны быть уточнены на стадии рабочей документации на основании натурных исследований на участках с характерными инженерно-геологическими условиями.

Горное давление допускается принимать равным весу грунта в объеме нарушенной зоны, определенной геофизическими измерениями.

5.10. Нормативное вертикальное горное давление в грунтах с < 4 при расстоянии от кровли выработки до дневной поверхности больше удвоенной высоты свода обрушения следует принимать равным весу грунтов в объеме, ограниченном сводом обрушения. При меньшем заглублении туннеля горное давление принимается равным весу всей толщи грунта над ним.

5.11. Нормативное вертикальное горное давление , кН/кв.м, при сводообразовании в грунтах с коэффициентом крепости < 4 определяется по формуле

	коэффициент, принимаемый в зависимости от пролета выработки Равным: 0,7 при 5,5 м; 1,0 при 7,5 м; по интерполяции между 0,7 и 1,0 при 5,5< <7,5 м;
	плотность грунта, т/куб.м;
	высота свода обрушения, м; определяется по формуле
	пролет свода обрушения, м; определяется по формуле ;
	высота выработки, м;
	кажущийся угол внутреннего трения .

Распределение вертикального горного давления принимается равномерным по пролету обделки.

5.12. Нормативное вертикальное горное давление , кН/кв.м, в грунтах с 4 следует принимать равным весу грунтов в объеме нарушенной зоны, установленной по данным натурных исследований, а при их отсутствии- по формуле

Таблица 4

Коэффициент крепости	Коэффициент при грунтах
	слаботрещино-	среднетрещи-	сильнотрещи-
10 и более

Распределение вертикального горного давления по пролету обделки принимается с учетом напластования, систем трещин и других особенностей грунтового массива.

В слаботрещиноватых грунтах при глубине нарушенной зоны более 1,5 м нормативное вертикальное горное давление следует уменьшать на 20%.

При комбайновой проходке значение допускается уменьшать на 30%.

5.13. Нормативное горизонтальное горное давление , кН/кв.м, определяется:

при сводообразовании в грунтах < 4 - по формуле

; (3)

при заглублении кровли менее удвоенной высоты свода обрушения в грунтах с < 4 - по формуле (3) с заменой численного значения на расстояние от кровли выработки до дневной поверхности.

Распределение горизонтального горного давления должно быть равномерным по высоте обделки.

5.14. Нормативное горизонтальное горное давление в слабо- и среднетрещиноватых грунтах с при высоте туннеля менее 6 м допускается не учитывать, а при высоте более 6 м - определять из условия предельного равновесия отдельных скальных блоков, отсеченных трещинами.

Нормативное горизонтальное горное давление в сильнотрещиноватых грунтах с допускается учитывать по формуле

5.15. Для выработок глубокого заложения (свыше 500 м) величину горного давления следует определять с учетом пластического состояния грунтов и других специфических явлений.

При отсутствии необходимых данных допускается на начальных стадиях проектирования выработок глубокого заложения определять горное давление на основе опыта строительства туннелей в аналогичных инженерно-геологических и гидрогеологических условиях.

5.16. В выработках глубокого заложения, расположенных в глинистых и других слабых грунтах с < 4, оказывающих значительное равномерное давление на конструкцию туннеля, нагрузку на обделку следует определять с учетом ожидаемых смещений грунта до устройства временной крепи и податливости этой крепи в соответствии с требованиями СНиП II-94-80, а также податливости самой обделки.

5.17. При расчете обделки горное давление необходимо определять по характеристикам грунтов с учетом условий эксплуатации (изменения свойств массива грунтов при их водонасыщении).

5.18. При расчете обделок напорных туннелей, располагаемых в водопроницаемых грунтах, включение в одно сочетание нагрузок от внутреннего давления воды и наружного давления подземных вод не допускается. В исключительных случаях, когда во всех возможных (включая аварийные) эксплуатационных ситуациях гарантировано всестороннее равномерное наружное давление воды непосредственно на обделку, допускается включать в одно сочетание с внутренним давлением минимальное значение наружного давления подземных вод с коэффициентом надежности по нагрузкам, равным 1.

5.19. Давление подземных вод следует определять при установившемся уровне воды в водохранилище с учетом снижения давления подземных вод, предусмотренными для этих целей дренажными устройствами и цементационными завесами.

5.20. При проектировании гидротехнических туннелей, располагаемых в вечномерзлых грунтах, необходимо учитывать влияние изменений температурного режима грунтов на их несущую способность, а также устойчивость и сопротивляемость грунтов внешним нагрузкам.

6. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО РАСЧЕТУ ОБДЕЛОК

6.1. Обделки гидротехнических туннелей, согласно СТ СЭВ 1406-78, следует рассчитывать по методу предельных состояний:

по несущей способности на прочность и в необходимых случаях с проверкой устойчивости формы конструкции (предельные состояния первой группы) в соответствии с обязательным приложением 1;

по образованию трещин (трещиностойкости), если трещины не допускаются, или по раскрытию трещин, если раскрытие их допустимо по условиям долговечности обделки туннеля, сохранности грунтового массива, а также по значению фильтрационного расхода воды из туннеля (предельные состояния второй группы) в соответствии с обязательными приложениями 2 и 3.

6.2. Сечения обделок по предельным состояниям первой и второй групп необходимо рассчитывать в соответствии со СНиП II-56-77 и СНиП II-23-81.

6.3. При расчетах сечений туннельных обделок необходимо вводить следующие коэффициенты:

коэффициенты надежности по назначению сооружения и сочетаний нагрузок , принимаемые согласно СНиП II-50-74;

коэффициент условий работы , принимаемый для бетонных, железобетонных и сталежелезобетонных обделок по табл.5, для стальных оболочек - по табл.6.

Таблица 5

	Коэффициент условий работы При расчете по предельным состояниям
	первой группы	второй группы
Бетонные (в том числе из набрызг-бетона и прессованного бетона)
Железобетонные (в том числе предварительно напряженные, из армированного набрызг-бетона и железоторкретные)
Сталежелезобетонные (при расчете на внутреннее давление)
Примечание. Значения коэффициентов, указанные в скобках, следует принимать при коэффициенте удельного отпора <2000 Н/куб.см (200 кгс/куб.см), в грунтах, подверженных суффозии, выщелачиванию, а также при гидрокарбонатной щелочности воды-среды менее 0,25 мг·экв/л.

Таблица 6

Давление	Участки стальных оболочек		Коэффициент условий работы При сочетании нагрузок
			основных
Внутреннее
	Фасонные эле- менты (колена и разветвления)
Наружное	Все участки
Примечания: 1. Значения коэффициента , указанные в скобках, должны приниматься: а) для комбинированных обделок с наружным монолитным железобетоном (сталежелезобетонных); б) для комбинированных обделок с наружным монолитным бетоном при одновременном выполнении следующих условий:
		Внутреннее давление воды в напорном туннеле, МПа;
		Кратчайшее расстояние от оси туннеля до поверхности земли, м;
		коэффициент трения грунта по грунту;
		Угол между нормалью к поверхности земли и горизонтом, град;
		Коэффициент удельного отпора грунта, Н/куб.см, определяемый по п.6.13;
в) при расчете на внутреннее давление, если отпор грунта не учитывается. 2. При использовании коэффициента по данной таблице коэффициент сочетаний нагрузок следует принимать равным 1.

6.4. Расчет обделок по несущей способности следует выполнять на возможные наиболее неблагоприятные основные и особые сочетания расчетных нагрузок с применением расчетных характеристик материалов обделок.

6.5. Расчет обделок по образованию и раскрытию трещин должен осуществляться на основные сочетания нормативных нагрузок без учета гидравлического удара с применением нормативных характеристик материалов обделок.

6.6. Расчет обделок гидротехнических туннелей всех типов (включая фасонные части комбинированных обделок) следует выполнять с учетом отпора грунтов. Исключения допускаются при расположении туннелей в слабых неустойчивых грунтах. При расположении туннелей на глубине менее трех диаметров (пролетов) над шелыгой свода величина давления, передаваемого на грунт обделкой туннеля, не должна превышать веса толщи грунта над туннелем.

6.7. Расчет обделок произвольного очертания на любые внешние и внутренние нагрузки или их сочетания при изменяющихся по контуру деформационных характеристиках грунтов следует выполнять методами строительной механики.

Расчет необходимо выполнять в соответствии с пп.6.4. и 6.5 на каждое из сочетаний нагрузок. Сложение эпюр усилий от отдельных нагрузок для получения суммарной эпюры не допускается.

6.8. Бетонные обделки безнапорных туннелей следует рассчитывать на прочность в предположении образования в обделке пластических шарниров и проверять на трещиностойкость по предельным состояниям второй группы.

6.9. При расчете обделок по предельному состоянию второй группы предельную ширину раскрытия трещин обделок напорных и безнапорных туннелей I класса следует принимать по табл.7.

Таблица 7

Градиент напора

Предельная ширина раскрытия трещин, мм, из условия

долговечности бетона при гидрокарбонатной щелочности воды-среды,

сохранности арматуры при суммарной концентрации

2,5 и более

Напорные туннели и незатопляемые части безнапорных туннелей при наличии подземных вод

Незатопляемые части обделок безнапорных туннелей при отсутствии подземных вод

Не ограничивается

Примечания: 1. Водой-средой, определяющей долговечность бетона и арматуры в обделке, являются: при - вода внутри туннеля; при - подземная вода. 2. Для туннелей II, III и IV классов предельные значения раскрытия трещин следует принимать соответственно в 1,3, 1,6 и 2 раза большими, чем значения, приведенные в таблице, но не более 0,5 мм.

6.10. Градиент напора в обделках принимают в зависимости от коэффициента фильтрации грунта:

толщина обделки, м.

В интервале значение определяется по интерполяции.

6.11. Для затопляемых частей обделок безнапорных туннелей по условиям долговечности бетона и сохранности арматуры ширина раскрытия трещин не ограничивается.

6.12. Статические расчеты обделок следует выполнять с учетом трещинообразования и пластических деформаций:

обделки безнапорных туннелей и опорожненных напорных туннелей по предельным состояниям первой и второй групп рассчитывают с учетом жесткости бетонного сечения при модуле упругости бетона в конструкции ;

обделки напорных туннелей на эксплуатационные нагрузки по предельным состояниям первой группы рассчитывают с учетом жесткости арматурного сечения .

По предельным состояниям второй группы обделки напорных туннелей следует рассчитывать:

нетрещиностойкие - с учетом жесткости арматурного сечения ;

трещиностойкие - с учетом жесткости бетонного сечения при .

6.13. Расчет обделок туннелей следует выполнять с учетом взаимодействия их с грунтовым массивом. Деформационные свойства грунта характеризуются коэффициентом удельного отпора или приведенным (эффективным) модулем деформации грунта и коэффициентом Пуассона . Приведенный модуль деформации необходимо определять с учетом неоднородности свойств грунта от естественных и техногенных причин (закрепление грунтов цементацией или иными способами, появление нарушенной проходкой зоны и др.). Значения характеристик грунтов следует определять с учетом их свойств при водонасыщении на основании натурных исследований.

Наружный радиус обделки, см.

Для туннелей, располагаемых в анизотропных грунтах с отношением модулей деформации в разных направлениях более 1,4, расчеты необходимо выполнять с учетом анизотропии.

6.14. Деформационные характеристики грунтов или для туннелей I и II классов следует определять на характерных инженерно-геологических участках по данным натурных исследований, выполненных методом напорных выработок, с помощью установки центрального нагружения (УЦН) и цилиндрического гидравлического штампа (ЦГШ), а также штампов в сочетании с сейсмоакустическими и прессиометрическими методами.

Для туннелей III и IV классов надлежит предусматривать натурные исследования сейсмоакустическими и прессиометрическими методами. Допускается также использовать значения физико-механических характеристик грунтов, выявленных при проходке туннелей в аналогичных инженерно-геологических условиях.

6.15. Для проектирования гидротехнических туннелей, располагаемых в вечномерзлых грунтах, необходимо определять значения физико-механических характеристик грунтов в мерзлом и талом состоянии.

6.16. Для предварительных расчетов значения коэффициентов удельного отпора для среднетрещиноватых грунтов допускается определять по черт.2 или по аналогам.

Примечание. В слаботрещиноватых грунтах с а также при комбайновой проходке туннеля значения , полученные по черт.2, следует увеличивать на 30%.

6.17. В расчетах обделок туннелей необходимо учитывать совместную работу устанавливаемой при проходке туннеля крепи с обделкой.

6.18. При назначении расчетной схемы обделки туннеля и грунтового массива следует учитывать последовательность разработки грунта и возведения элементов обделки.

Черт.2. График зависимости коэффициента удельного отпора

от коэффициента крепости грунта для трещиноватых грунтов

6.19. При параллельном расположении нескольких туннелей в расчете обделки на прочность необходимо учитывать изменения напряженного состояния и прочностных свойств грунтового массива, вызванных проходкой соседних туннелей.

6.20. Расчет бетонных и железобетонных обделок туннелей на температурные воздействия следует выполнять при расчетной разности температур более 30°С с учетом набухания и ползучести бетона.

6.21. При расчете обделок напорных и безнапорных туннелей противодавление воды в швах бетонирования и в сечениях между швами бетонирования не учитывается.

6.22. Толщину лотка туннеля, подверженного воздействию влекомых наносов, следует назначать с учетом возможности истирания лотка.

Приложение 1

Обязательное

РАСЧЕТ ОБДЕЛОК ТУННЕЛЕЙ

ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ ПЕРВОЙ ГРУППЫ

1. Расчет бетонных и железобетонных обделок

произвольного очертания

В расчетной схеме, как правило, предполагается, что нагрузки, в том числе и горное давление, заданы, а отпор грунта определяется как реакция упругого основания. Возможные простейшие расчетные схемы обделок как стержневых систем в упругой среде с односторонними связями показаны на черт.1.

Черт.1. Расчетные схемы обделок туннелей

Расчет прочности следует выполнять на расчетные нагрузки (с учетом коэффициентов надежности по нагрузкам) в соответствии с разд.5, жесткость принимать в соответствии с п.6.12, коэффициенты отпора грунта - в соответствии с пп.6.13-6.16.

Расчет сечений обделок и определение необходимой площади сечения арматуры следует производить по СНиП II-56-77.

расчетное внутреннее давление воды с учетом гидравлического удара в период нормальной эксплуатации, МПа;

расстояние от шелыги свода туннеля до поверхности земли, см;

расчетное сопротивление арматуры на растяжение и модуль упругости арматуры, МПа;

плотность грунта, кг/куб.см;

Если по формулам (2) или (3) < 0 (т.е. расчетной арматуры не требуется и внутреннее давление воды полностью воспринимается грунтом), следует принимать значение по минимальному проценту армирования согласно п.4.19.