Возведение новых зданий в непосредственной близости к существующим требует решения трех геотехнических вопросов:

• поиска оптимальной конструкции фундаментов нового здания, оказывающего минимальное влияние на соседние строения;
• выбора щадящей технологии устройства фундаментов;
• назначения мероприятий по защите соседних зданий, адекватных предполагаемому статическому и технологическому воздействию.

Устройство фундаментов мелкого заложения

Устройство зданий-встроек на фундаментах мелкого заложения является существенным фактором риска для соседних строений. В Петербурге имеется множество примеров, когда позднейшее более тяжелое здание стало причиной развития аварийных деформаций прилегающих строений. Причинами деформаций являлись откопка котлованов и траншей вблизи соседних зданий, водопонижение, дополнительное статическое нагружение основания.

В СПбГАСУ под руководством профессора С. Н. Сотникова в 1970 - 80-х гг. были разработаны конструктивные мероприятия, позволяющие снизить негативные воздействия от нового строительства на существующую застройку [74]. Они отражали современный уровень развития отечественных геотехнологий и сводились к устройству консольных примыканий нового здания к соседнему, а также к выполнению разделительного шпунтового ряда в примыкании.

За счет вылета консоли фундамента стремятся уменьшить влияние дополнительных напряжений, развивающихся в массиве грунта под новым зданием, на основание существующего строения и обеспечить минимальную глубину экскавации в зоне примыкания. Межевая стена выполняется либо самонесущей с опиранием на мощную консоль фундамента, либо навесной, передающей нагрузку на консольные балки перекрытий. Вылет консоли обычно ограничивается 4 м. Большие значения вылета приводят к возникновению ощутимых конструктивных трудностей и поэтому редко встречаются в проектной практике.

Консольное примыкание позволяет избежать опасного вскрытия соседних фундаментов, но его эффективность по снижению дополнительных осадок примыкающих зданий невелика.

Значительные дополнительные осадки существующих зданий, попадающих в пределы мульды оседания, отмечались неоднократно. Они приводили к негативным последствиям, вплоть до разрушения зданий. Наблюдения показали, что дополнительные осадки территории могут достигать половины величины осадки нового здания на расстоянии, равном ширине его фундамента (А. А. Собенин). Оказавшиеся в зоне распространения дополнительных напряжений фундаменты существующих зданий получают дополнительную осадку, существенно превышающую допустимое значение.

Неэффективность консоли в условиях Петербурга объясняется прежде всего тем, что осадки зданий обусловлены деформациями толщи слабых глинистых грунтов. Эффект от смещения пятна нагрузки на длину вылета консоли в значительной мере нивелируется в толще слабых отложений. Кроме этого, устройство консольного примыкания увеличивает нагрузку на ближайший к зоне примыкания фундамент. Численные расчеты позволяют установить, что ощутимое снижение дополнительных осадок (до 1-2 см) может быть достигнуто при удалении нагрузки от существующего фундамента на расстояние, сопоставимое с глубиной сжимаемой толщи. Консоли с таким вылетом, очевидно, конструктивно неосуществимы.

Когда консольное примыкание, согласно расчету, не позволяет обеспечить допустимые осадки соседних зданий, обычно предусматривают устройство разделительного шпунта, погружаемого вдавливанием в малосжимаемые грунты. Глубину погружения шпунтовой стенки определяют условием восприятия ею сил отрицательного трения, обусловленных нагрузкой от строящегося здания. Шпунтовая стенка устраивается не только на участке между зданиями, но и огибает стены возводимого здания на расстоянии, превышающем половину глубины сжимаемой толщи. Это позволяет существенно перераспределять дополнительные напряжения в основании: снизить их под существующим фундаментом и сконцентрировать под возводимым зданием. Последнее обстоятельство, не учитываемое традиционными инженерными методами расчета, приводит к некоторой неравномерности осадок нового здания.

Как показывают численные решения, шпунтовое ограждение эффективно только при заглублении в малосжимаемые грунты. При глубине залегания малосжимаемых грунтов более 20 м устройство шпунтового ограждения трудно осуществимо. Кроме этого, в ряде расчетных случаев оказывается недостаточной жесткость стандартного шпунта, что также приводит к неэффективности ограждения.

Препятствует успешному использованию шпунтового ограждения при устройстве зданий-встроек отсутствие отработанных щадящих технологий погружения шпунта. Отечественная геотехника не располагает эффективным оборудованием для вдавливания шпунта, а его безопасная забивка или вибропогружение требуют проведения специальных исследований и геотехнического мониторинга за ведением работ.

Сказанное можно проиллюстрировать на примере реальной геотехнической ситуации, возникшей при возведении здания-вставки по Караванной ул., 10 в Петербурге. Инженерно-геологические условия территории характерны для центральной части Петербурга: под насыпным слоем мощностью до 4 м на глубину до 7 м залегают дельтовые песчаные отложения, ниже, до 14-18 м - толща слабых морских суглинков. Слабые глинистые отложения подстилаются 4-10-метровой толщей мягкопластичных моренных супесей, кровля полутвердых моренных суглинков находится на глубине 22-28 м.

Реконструируемое здание занимает участок между наб. р. Фонтанки и Караванной ул. и примыкает к домам № 8 и 12 по Караванной ул. Согласно первоначальному проекту здание разделялось деформационными швами на три блока. Блок №1, ближайший к наб. р. Фонтанки, возведен на сваях, погруженных вдавливанием, по которым устроен ростверк в виде плиты. Этот блок в конце 80-х гг. был возведен под крышу. Под блоком №3 здания, ближайшим к Караванной ул., была устроена только сплошная фундаментная плита на естественном основании с консольными примыканиями к соседним зданиями (вылет консоли - до 3 м), а под средним блоком №2 - фундаментная плита, огражденная шпунтом по всему контуру. Информация о фактической длине погруженного шпунта отсутствовала. При возобновлении строительства в 1997 г. предполагалось возведение единого здания на месте блоков № 2 и 3. В связи с этим возникла необходимость оценки возможности использования имеющихся фундаментных плит для возведения на них нового здания.

Цикл рассмотренных нами задач включал оценку напряженно-деформированного состояния массива грунта при возведении здания на плите и определение глубины заложения шпунта, необходимой для обеспечения сохранности существующих зданий.

Расчеты выполнялись в 4 этапа: на первом моделировалось природное напряженное состояние грунта приложением массовых сил к узлам расчетной схемы; на втором воспроизводилось напряженно-деформированное состояние массива грунта от веса существующих и снесенного зданий; на третьем моделировалось устройство монолитной фундаментной плиты со шпунтовым ограждением (для блока №2) или без него (для блока №3); на четвертом, для которого приведены результаты, выполнялось нагружение основания весом проектируемого здания.

Рис. 8.1. Расчетная схема и области предельного состояния (к задаче о нагружении блока №3 с плитным фундаментом): 1 - насыпной слой; 5 - песок мелкий водонасыщенный; 7, 9 - суглинок слоистый мягкопластичный; 8 - суглинок ленточный мягкопластичный; 10 - супесь песчанистая мягкопластичная; 11 - суглинок пылеватый с гравием и галькой полутвердый

На рис. 8.1 показана схема для задачи о приложении к основанию нагрузок от блока №3, на которой закрашены области предельного состояния грунта. Из расчетов следует, что при использовании существующей монолитной плиты здание получит осадку 13 - 16,5 см с креном в сторону д. №8 по Караванной ул. При этом дополнительная расчетная осадка фундаментов примыкающих стен существующих зданий, несмотря на имеющееся консольное примыкание, составляет 8,6 см для д. №8 и 12,8 см - для д.№12, что более чем в 4 раза превышает предельно допустимую дополнительную осадку (2 см) для зданий данной категории сохранности. Кроме этого, неизбежен существенный крен фундаментов и стен в сторону проектируемого здания. Области предельного состояния грунта, развивающиеся под краями плиты, распространяются на глубину до 12,8 м до кровли слоя слабых суглинков и захватывают массив грунта под фундаментами существующих зданий.

Рис. 8.2. Линии равных вертикальных перемещений к задаче о нагружении блока №3 с плитным фундаментом (значения перемещений указаны в см).

Анализируя картину изолиний вертикальных перемещений (рис. 8.2), можно заметить, что в деформации вовлекается вся толща грунтов, расположенных выше слоя моренных суглинков.

Таким образом, расчет показывает, что нагружение существующей фундаментной плиты блока №3 вызовет опасные деформации соседних зданий.

Второй цикл задач был посвящен определению длины шпунта по периметру плиты фундамента блока №2, достаточной для обеспечения сохранности домов №8 и 10. Минимальная длина шпунта в расчетах принималась равной 12 м с погружением в слой 7 слоистых суглинков (рис. 8.3).

Рис. 8.3. Расчетная схема и области предельного состояния к задаче о нагружении блока №3 с плитным фундаментом (3 - супесь пылеватая мягкопластичная; 6 - песок пылеватый водонасыщенный, экспликацию остальных слоев см. на рис. 8.1)

Результаты расчета свидетельствуют о том, что короткий шпунт позволяет лишь незначительно снизить дополнительную осадку существующих фундаментов (см. рис. 8.3), однако, абсолютная величина расчетной дополнительной осадки (6,6 и 8 см соответственно для домов №8 и 12) превышает допустимое значение. Деформации грунта развиваются преимущественно в надморенной толще (рис. 8.4), однако, величина вертикального сжатия слоя 10 мягкопластичной моренной супеси достигает 3 см.

Выполнив расчеты со шпунтом различной длины, можно убедиться, что для безопасного существования соседних зданий шпунт должен быть погружен до слоя полутвердых моренных суглинков и иметь длину не менее 25 м. При этом происходит локализация осадок в пределах шпунтового ограждения (рис. 8.5).

Рис. 8.4. Линии равных вертикальных перемещений к задаче о нагружении блока № 2 с плитным фундаментом и шпунтом длиной 12 м (значения перемещений указаны в см)

Рис. 8.5. Линии равных вертикальных перемещений к задаче о нагружении блока №2 с плитным фундаментом и шпунтом длиной 25 м (значения перемещений указаны в см)

Для оценки совместной работы плитных фундаментов блоков №2 и 3 (которые согласно новому проектному решению будут работать как единое строение без деформационного шва) было рассмотрено продольное сечение сооружения. Расчет показывает, что крен плиты блока №3 незначителен, а разность осадок краев плиты блока №2 достигает 7,3 см. При этом на участке примыкания плит разность осадок плит блоков составляет более 1 см.

Геотехнический прогноз показывает, что использование существующих плит в качестве фундаментов будет сопровождаться существенными осадками примыкающих зданий, а также недопустимой неравномерностью осадок на участке примыкания плит блоков №2 и 3.

Таким образом, при устройстве фундаментов на естественном основании практически не удается избежать негативного воздействия на соседние здания. В связи с этим возникает необходимость их превентивного усиления или рассмотрения иных вариантов конструктивного решения фундаментов нового здания.

В условиях, когда нагрузки от проектируемых зданий значительны, а в основании имеется толща слабых глинистых отложений, предпочтительно устройство свайных фундаментов, опирающихся на прочные грунты, что гарантирует практически полное отсутствие влияния нагрузки от новых зданий на существующие.

Рис. 8.6. Линии равных вертикальных перемещений к задаче о нагружении блока №3 на сваях с глубиной погружения 17-18 м (до абс. отм. –13,5…-14,5 БС) (значения перемещений указаны в см)

Например, при устройстве свай длиной 17-18 м под блок №3, которые опираются на слой мягкопластичных моренных супесей, величина осадок проектируемого здания снижается почти в 3 раза. Кроме этого, снижаются и дополнительные осадки существующих зданий, однако, при длине свай 17-18 м величины дополнительных осадок превышают допустимое значение. Из рис. 8.6 видно, что в данном случае деформации грунта локализуются в слое №10. В результате серии расчетов установлено, что безопасным для соседних зданий является вариант устройства свай длиной не менее 25 м. При таких условиях разность осадок на участке примыкания блоков №2 и 3 составляет 1 мм.

Таким образом, анализ статических условий работы свайных фундаментов свидетельствует об их предпочтительном использовании при новом строительстве в условиях городской застройки. Однако при этом следует учитывать влияние технологии производства свайных работ на окружающую застройку.

Забивка и вибропогружение свай и шпунта

Погружение свай и шпунта забивкой обычными методами согласно ТСН 50-302-96 возможно с гарантией сохранности старых зданий лишь на расстоянии не менее 20 м от их фундаментов. При уменьшении этого расстояния для снижения динамических воздействий рекомендуется использовать тяжелые молоты (масса которых определяется из условия обеспечения минимальной энергии удара и в 2 - 3 раза превышает массу погружаемой сваи), сбрасываемые с высоты не более 50 см. При забивке длинных, и следовательно, тяжелых свай молотами трудно выполнить условие предельного соотношения массы сваи и молота с энергией удара. Выполненные нами исследования процесса погружения свай установкой “Юнттан” (позволяющей варьировать высоту сброса молота) показали, что в характерных для центральной части Петербурга условиях обеспечить допустимые параметры колебаний соседних зданий можно лишь при высоте подъема ударной части на 10 см. Иными словами, забивка оказывается безопасной лишь в том случае, когда она становится неэффективной. Имеющийся положительный опыт погружения свай забивкой на расстоянии до 8 м от существующего здания может быть использован при отсутствии на площадке рыхлых или средней плотности песков и супесей, которые могут уплотняться при забивке. Если на площадке залегает значительный слой слабых пылевато-глинистых грунтов, не оказывающих существенного сопротивления при забивке (опасные для зданий динамические воздействия в них быстро загасают), но обладающих чувствительностью к динамическим воздействиям и снижающих при этом свои прочностные характеристики, погружение свай забивкой также опасно. Согласно экспериментальным данным, при забивке 5-метровых свай в текучепластичные грунты на расстоянии 3d развивалось поровое давление, равное 0,025 МПа, что существенно превышает характерную для аналогичных грунтов структурную прочность. Поровое давление оказывалось близким к структурной прочности лишь на расстоянии 7d. Предполагается, что радиус воздействия забивки свай в глинистых грунтах составляет около 15 диаметров сваи. 

Имеющиеся исследования недостаточны для того, чтобы принимать обоснованные безопасные решения о приближении к существующим зданиям на расстояние меньше нормативного. Забивка свай и шпунта допускается нормами лишь на расстоянии не менее 20 м до существующих зданий. При этом следует придерживаться определенной последовательности работ, начинать с наиболее удаленных рядов, проводя погружение без перерыва, так как за счет эффекта засасывания в тиксотропных грунтах уровень колебаний может возрасти в 1,5 - 2 раза. По мере приближения к границе безопасной зоны необходимо вести наблюдение за деформациями существующих зданий. Если предполагается сооружение нескольких зданий, забивку свай обычно рекомендуется проводить сразу по всей площадке. Наличие на площадке котлована, глубина которого больше глубины заложения фундаментов существующих зданий, такжеповышает опасность проведения сваебойных работ. 

Забивка свай на расстоянии от зданий, меньшем безопасного, требует дорогостоящих мероприятий по подготовке конструкций к динамическим воздействиям: закладки проемов на участке примыкания, усиления стен стяжками, анкеровки перекрытий и установки подкосов. Ввиду неизбежного расструктуривания грунта в основании зданий необходима также пересадка фундаментов на сваи, передающие нагрузку на малосжимаемые грунты. 

К сожалению, как показывает опыт строительства, удовлетворение нормативным требованиям по удалению сваебойных работ на расстояние 20 м от сложившейся застройки еще не является гарантией безопасности, что побуждает отказываться от подобных работ, по крайней мере, в черте исторического центра. 

Для уточнения допустимого расстояния необходимо для каждой строительной площадки выполнять расчеты с использованием данных инженерно-геологических изысканий и оценки состояния существующих зданий по результатам обследований.

Динамическое воздействие на грунты основания существующего здания можно интерпретировать, например, как дополнительное статическое нагружение [40]. В этом случае условие отсутствия возникновения дополнительных повреждений существующих зданий можно представить как  

где R - расчетное сопротивление грунта основания; s - статическое напряжение по подошве фундамента; s ₁ - среднее интегральное значение напряжений за четверть периода основной фазы колебаний. 

Условие  m Ј 0,9 является результатом обработки многочисленных данных натурных наблюдений, свидетельствующих о том, что при m =0,9 вероятность раскрытия трещин составляет 33%. 

Поскольку во многих случаях под фундаментами существующих зданий давление по подошве превышает расчетное сопротивление грунта, динамические воздействия представляются, как правило, недопустимыми. 

Осторожность следует проявлять и при вибропогружении свай, которое необходимо осуществлять высокочастотным вибропогружателем с плавным регулированием параметров колебаний. Окончательное решение о применении вибропогружения должно приниматься на основе опытного погружения на площадке. Вибропогружение необходимо производить при постоянном инструментальном контроле за параметрами колебаний.

Деформирование существующих зданий от динамических воздействий может происходить по ряду причин, что требует проведения исследований в нескольких направлениях: 1 - определение интенсивности колебаний, возникающих при забивке (вибропогружении) свай и шпунта  в конкретных грунтовых условиях, скорости и радиуса затухания; 2 - оценка влияния воздействия динамики на изменение прочностных и деформационных характеристик грунта в основании существующего сооружения; такое изменение может привести к осадкам фундамента и выпорам грунта, вызывающим деформации здания; 3 - оценка динамического воздействия непосредственно на конструкции зданий, материалы которых в старой городской застройке весьма разнородны.

В настоящее время в строительной практике ограничиваются первым направлением исследований. Погружение свай на некотором удалении от здания считают допустимым, если параметры колебания не превышают нормативных значений, определенных в зависимости от конкретных инженерно-геологических условий и степени сохранности соседнего здания.

Нормативные значения допустимых параметров колебаний являются результатом большого числа натурных и лабораторных экспериментов. Например, при наличии в геологическом разрезе толщи слабых глинистых грунтов ускорение колебаний фундаментов зданий, находящихся в неудовлетворительном техническом состоянии, не должно превышать 0,15 м/с². Можно с высокой вероятностью полагать, что при этом значении не произойдет изменения сложившейся структуры грунтов в основании и, соответственно, осадок существующего здания.

Как показывает практика, нормативные критерии позволяют избежать развития опасных деформаций несущих конструкций здания, но не исключают повреждения его отделки. В связи с этим при производстве работ, оказывающих динамическое воздействие на окружающую среду (включая здания и их основания), во многих случаях целесообразно ограничить эти воздействия уровнем фоновых колебаний (от транспорта, соседних производств и т.д.).

Таким образом, забивка или вибропогружение свай и шпунта вблизи существующих зданий для целей нового строительства недопустимы без проведения специальных исследований, заключающихся в опытном погружении свай и шпунта с замером параметров колебаний и контролем деформаций существующих зданий в процессе производства работ, и требуют зачастую превентивного усиления основания, фундаментов и несущих конструкций существующих зданий.

Второе направление исследований - влияние процесса погружения сваи на свойства грунта - является весьма сложным и не разработано в достаточной степени. В качестве первого приближения к моделированию этого явления рассмотрим статическую задачу о задании в грунтовой среде принудительных смещений, имитирующих процесс вдавливания сваи.

Влияние вдавливания свай на массив грунта

Вдавливание - один из наиболее щадящих способов погружения свай. В отличие от способа забивки он практически не оказывает динамического воздействия на массив грунта. Отсутствие вибрации позволяет рекомендовать эту технологию при устройстве фундаментов в примыканиях к существующим зданиям. При этом, однако, необходимо оценивать радиус зоны влияния вдавливания сваи на массив грунта. Это влияние будет проявляться по-разному в различных грунтах.

В песчаных грунтах при вдавливании сваи, очевидно, будут превалировать деформации уплотнения. В работу будет вовлечен локальный массив грунта. Подъем дневной поверхности не будет значительным.

В глинистых грунтах механизм деформирования окажется существенно иным. Прежде всего, в период внедрения сваи не следует ожидать развития деформаций уплотнения. Они смогут проявиться в слабых глинистых грунтах только как деформации последействия. В процессе же погружения сваи консолидация водонасыщенных глинистых грунтов невозможна. Следовательно, в обширной зоне развитие получат деформации формоизменения, приводящие к расструктуриванию (перемятию) грунта и сопровождающиеся поднятием свободной дневной поверхности. Расструктуривание в тем большей степени отражается на снижении прочностных свойств грунта, чем выше его индекс чувствительности. Слабый глинистый грунт при расструктуривании переходит в состояние вязкой жидкости. При этом в той области грунта, где градиенты напора превысят значения градиента начала фильтрационной консолидации, получит развитие во времени процесс уплотнения.

Таким образом, при вдавливании сваи прочностные свойства водонасыщенного глинистого грунта снижаются, а слабый глинистый грунт, кроме того, оказывается вовлеченным в длительный процесс консолидации. Следовательно, наиболее сложной проблемой при наличии в основании слабых глинистых грунтов является определение безопасных расстояний от существующих зданий до точки вдавливания сваи.

Изложенные выше общие представления о механизме деформирования грунта при вдавливании сваи позволяют из всего многообразия расчетных моделей выбрать модель, наиболее отвечающую реальному поведению грунта. Для песков, которые являются уплотняющейся и упрочняющейся средой, представляется применимой шатровая модель типа "Cam-Clay" . Для глинистых грунтов, неуплотняющихся и разупрочняющихся в процессе вдавливания сваи, целесообразно использовать модель структурно-неустойчивой среды. (Заметим в скобках, что применение модели "Cam-Clay" к описанию деформирования водонасыщенных глинистых грунтов при вдавливании сваи приводит к явному противоречию с фактами, наблюдающимися в действительности.)

Рассмотрим решение задачи в осесимметричной постановке. Вдавливание сваи моделируем заданием горизонтальных смещений на величину, равную радиусу сваи. Поскольку это смещение, строго говоря, не является малым по отношению к размерам зоны уплотнения либо расструктуривания грунта, задачу следует решать в больших деформациях.

Решение серии задач позволило установить, что уплотнение песков (пылеватых, мелких и среднезернистых средней плотности) происходит вокруг сваи в зоне радиусом (3 - 5)d, где d - диаметр сваи. Расструктуривание прочных глинистых грунтов (I_LЈ 0,75; с^*=30 - 50 кПа) наблюдается в зоне радиусом (12 - 14)d, а слабых (I_L>0,75; с*=5 - 10 кПа) - в зоне радиусом (20 - 30)d.

Эффективным технологическим приемом, позволяющим существенно уменьшить размеры зоны расструктуривания, является превентивное рыхление грунта шнеком, диаметр которого в 1,2 - 1,5 раза превышает диаметр сваи. Нетрудно убедиться, что в зоне рыхления происходит концентрация деформаций, благодаря чему сокращается радиус зоны расструктуривания. Глинистый грунт в результате рыхления не только переминается (при этом снижается его прочность), но и приобретает более высокую пористость. Тем самым глинистый грунт в зоне рыхления получает способность сжиматься при внедрении сваи.

Радиус зоны расструктуривания прочных глинистых грунтов сокращается до 5d (где d - диаметр сваи), а слабых - до 10d.

Зная размеры зоны расструктуривания, нетрудно оценить безопасное расстояние от места вдавливания сваи до существующего здания, полагая, что дополнительные осадки ближайшего к свае фундамента после внедрения сваи не должны превышать предельно допустимых значений (1 - 2 см). Очевидно, что при оценке безопасного расстояния следует руководствоваться не только размерами зоны расструктуривания, но и мощностью толщи песка h между подошвой фундаментов и кровлей слабых глинистых отложений.

Расчеты показывают, что при h Ј 3,0 м безопасное расстояние совпадает с радиусом зоны расструктуривания слабого глинистого грунта, а при h і 5,0 м место вдавливания сваи может быть приближено к существующему зданию на расстояние до 5d. Результаты расчетов сведены в табл. 8.1. Приведенные значения безопасных расстояний нуждаются в экспериментальной проверке в натурных условиях.

Таблица 8.1

Безопасные расстояния от мест вдавливания свай до существующих зданий

Следует отметить, что практически все натурные исследования, в основном, посвящались вопросу влияния процесса внедрения сваи на ранее погруженные. Исследования влияния внедряемой сваи на массив грунта и соседние здания весьма немногочисленны и не дают достаточной информации о механизме деформирования основания.

В связи с этим возникла необходимость проведения серии дополнительных исследований на строительных площадках города. Рассмотрим результаты исследований на одной из них, расположенной возле Торфяной ул. (исследования проводились под руководством Е. М. Перлея при участии одного из авторов). Инженерно-геологические условия этой городской окраины аналогичны условиям центральной части Петербурга. Они характеризуются наличием 20-метровой толщи надморенных отложений, сложенных с поверхности под 0,8 - 2-метровым техногенным слоем песками пылеватыми средней плотности мощностью 3,4-3,7 м, слабыми суглинками и супесями мягкопластичными (см. рис. 8.8).

Наблюдения проводились за вдавливанием 22- и 16-метровых свай, осуществляемым в примыкании к зданию хранилища Государственного Эрмитажа, возведенного на свайных фундаментах (рис. 8.7). Сваи вдавливались без предварительного рыхления грунта. При вдавливании сваи фиксировались отметки голов ранее погруженных свай и положение кровли песчаных отложений с помощью грунтовых марок относительно неподвижного репера.

В результате проведенных наблюдений (см. рис. 8.10) установлены особенности взаимного влияния свай:

• при прохождении слоя песков поднятие ранее погруженных свай не наблюдается;
• при вдавливании сваи в слабый глинистый грунт поднятие ранее погруженных свай зафиксировано при прохождении первых 2 - 4 м толщи; величина поднятия незначительна (1 - 2 мм для сваи, находящейся на расстоянии 1,2 м от погружаемой);
• при внедрении сваи в плотные моренные отложения зафиксирован существенный подъем ранее размещенных свай (5 - 7 мм для сваи, удаленной на расстояние 1,2 м).

Наблюдения за смещением поверхности кровли песков по грунтовым маркам приводят к следующему заключению (см. рис. 8.9):

• при прохождении песков подъем поверхности незаметен, что свидетельствует об их уплотнении и локализации деформации в небольшой зоне вокруг сваи;
• при вдавливании в глинистые грунты образуется волна выпора, которая распространяется в ширину (до 8 м) и в высоту (до 11 мм) по мере погружения сваи (см. рис. 8.7).

Рис. 8.7. Инженерно-геологические условия опытной площадки и эпюры вертикальных смещений кровли песка при внедрении сваи: 1,2,3 - экспериментальные эпюры вертикальных смещений поверхности кровли песка при внедрении сваи соответственно на 4; 7,5 и 21 м; 4 - расчетная эпюра вертикального смещения поверхности кровли песков при внедрении сваи на глубину 21 м

Рис.8.8. План опытной площадки: - сваи, возводимые способом вдавливания на глубину 22 м; - то же на глубину 16 м; - грунтовые марки; -- - граница участка со сваями, возводимыми способом вдавливания; - фундаменты существующего корпуса

Рис. 8.9. Смещение грунтовых марок, установленных на кровле слоя 2, при вдавливании свай: вертикальная шкала отражает глубину погружения сваи от дневной поверхности; горизонтальная - расстояние от оси сваи до оси наблюдаемого объекта (грунтовые марки, ранее погруженные сваи)

Рис. 8.10. Смещение ранее погруженных свай при вдавливании очередной сваи: вертикальная шкала отражает глубину погружения сваи от дневной поверхности; горизонтальная - расстояние от оси сваи до оси наблюдаемого объекта (грунтовые марки, ранее погруженные сваи)

В предположении осевой симметричности развития волны выпора нетрудно определить ее объем, который оказывается практически равным объему сваи, внедренной в толщу глинистых грунтов.

Сравнение экспериментально установленной эпюры вертикальных cмещений поверхности кровли песков и теоретической, построенной по результатам расчетов, свидетельствует об их удовлетворительном совпадении. Это подтверждает правомерность изложенных представлений о механизме работы массива грунта при вдавливании.

Моделирование технологических процессов при устройстве буровых свай в слабых глинистых грунтах

Особенности технологий устройства буровых свай

При наличии в основании значительной толщи слабых глинистых отложений одним из наиболее щадящих по отношению к примыкающей застройке является вариант фундаментов на буровых сваях, прорезающих слабые грунты и опирающихся на плотные подстилающие отложения. В настоящее время имеется геотехническое оборудование, позволяющее устраивать буровые сваи различного диаметра (от 132 до 1800 мм).

Сваи малого диаметра (132 - 200 мм), изготавливаемые по буроинъекционной технологии, пробуриваются, как правило, под защитой глинистого раствора и заполняются цементным раствором с малым содержанием песка. Начиная с 1946 г. эти сваи получили широкое распространение в качестве наиболее эффективного средства усиления оснований и фундаментов зданий и сооружений. Несмотря на то, что буроинъекционными сваями в настоящее время успешно усилены тысячи зданий во всем мире, в том числе сотни в России, отсутствие необходимого расчетного аппарата до сих пор порождает дискуссии о самой возможности обеспечить устойчивость стенок скважины, пробуриваемой под тиксотропным раствором (в особенности в слабых глинистых грунтах).

Для устройства свай диаметром 300 и 450 мм в отечественной практике широко используется буровое оборудование, предназначенное для изыскательских целей. Это обстоятельство существенным образом отражается на технологии: скважины, как правило, пробуривают под защитой глинистого раствора (поскольку имеющееся оборудование в большинстве случаев не приспособлено для погружения и извлечения обсадных труб диаметром более 300 мм); скважины заполняют раствором с малым содержанием инертных добавок, который может подаваться насосами, предназначенными для закачки промывочной жидкости. Эти особенности технологии негативно сказываются на качестве и, соответственно, долговечности свай.

Многочисленные примеры изготовления бракованных свай, имеющих низкую несущую способность, шейки и пустоты в стволе, побудили подрядчиков обратиться к более надежной технологии - изготовлению свай с помощью проходных шнеков. В настоящее время проходные шнеки используют и для изготовления буроинъекционных свай. Сущность этой технологии заключается в пробуривании скважины шнеком, штанга которого имеет сквозное отверстие. Шнек погружают в грунт на проектную глубину и извлекают по мере заполнения скважины бетоном через сквозное отверстие в штанге. Использование проходных шнеков при соблюдении требуемых скоростей подачи бетона и извлечения шнека гарантирует качественное выполнение буровой сваи. Тем не менее эта технология требует проведения предварительных технологических испытаний на площадке предполагаемого строительства. В ходе испытаний скорости поступательного и вращательного движения рабочего органа должны быть соотнесены таким образом, чтобы исключить работу машины в режиме вдавливания и не допускать извлечения грунта в объеме, превышающем геометрический объем скважины. В противном случае, как показывает опыт, неизбежно развитие деформаций застройки, примыкающей к строительной площадке.

Технология изготовления буронабивных свай с помощью проходного шнека получила широкое развитие в международной практике. Наиболее распространены шнеки диаметром 620 - 750 мм. В настоящее время существует множество разновидностей этой технологии, различающихся:

• соотношением диаметра шнека и штанги со сквозным отверстием;
• геометрией боковой поверхности изготовленной сваи (гладкой или с “нарезкой”);
• способом извлечения шнека;
• способом погружения арматурного каркаса;
• наличием теряемого башмака на нижнем конце шнека;
• высотой шнековой колонны, погружаемой без стыковки.

Например, технология CFA предусматривает применение шнековых колонн, собранных заранее на требуемую глубину бурения. Диаметр шнека относится к диаметру его штанги примерно как 3:1. Шнек извлекается подъемом без вращения (в результате чего боковая поверхность сваи получается гладкой) по мере заполнения скважины бетоном, закачиваемым через отверстия в штанге шнека. Арматурный каркас погружается в скважину с помощью вибратора (см. рис. 8.5).

Другие разновидности технологии предполагают применение шнека со штангой сравнительно большого диаметра, закрытой теряемым башмаком. Арматурный каркас погружается в отверстие штанги перед бетонированием и извлечением шнека. Шнек может быть извлечен путем “вывинчивания” из грунта. В этом случае боковая поверхность сваи получает своеобразную нарезку (см. рис. 8.6).

Успешное применение технологии проходного шнека на объекте зависит от правильности выбранной геометрии шнека для данных геологических условий (ширины лопастей, угла наклона, шага витков лопастей), соотношения скоростей поступательного и вращательного движений, давления нагнетания бетонной смеси.

Сваи диаметром 600 мм и более устраивают под защитой обсадных труб, погружаемых статическим вдавливанием. При этом трубам сообщают лавирующее движение через закрепленный на трубе хомут, сжимающий ее посредством гидравлических домкратов. Домкраты оказывают на трубу давление, соответствующее приблизительно половине массы буровой установки, т.е. 100 - 200 кН. От домкратов обсадной трубе передается знакопеременное вращательное движение, в процессе которого рабочий снаряд в виде шнека или желоночного ковша разрабатывает грунт, извлекаемый на поверхность в отвал. При этом скорость проходки скважины в значительной степени зависит от правильно выбранного рабочего снаряда для разработки грунта.

В отличие от других установок подобного типа (“Като”, “Беното” и др.), для выемки грунта из обсадной трубы по технологиям “Bauer”, “Cazagrande” используется шнек и набор ковшей - желонок, не оказывающих ударного воздействия на забой скважины в противоположность ковшам типа “Хаммер Граб”, которые раскрываются при ударе о забой.

Перед бетонированием в обсадную трубу устанавливают арматурный каркас. Бетонирование сваи производят методом вертикально перемещающейся трубы.

Технология позволяет изготовить сваи высокого качества и высокой несущей способности (более 2000 кН) и поэтому перспективна для сложной реконструкции в условиях центральной части города. Однако ее применимость в условиях Петербурга была поставлена под сомнение авариями трех зданий, примыкающих к гостинице “Невский Палас” на Невском пр., и здания, соседствующего с новым жилым комплексом на Малой Дворянской ул. В обоих случаях примыкающая застройка получила аварийные деформации в процессе бурения скважин под сваи большого диаметра.

Существуют различные мнения по поводу причин этих аварий. Приведем лишь два полярных: 1) причиной развития аварийных осадок соседних зданий явились динамические воздействия при устройстве свай, вызвавшие разрушение структуры и уплотнение слабого глинистого основания; 2) осадки произошли вследствие наплывания слабого грунта в скважину и его выработки, в результате чего объем извлеченного грунта оказался существенно больше объема скважины.

Несостоятельность первого суждения очевидна: деформации здания происходили именно в период устройства свай, весьма малый для развития сколько-нибудь заметных консолидационных процессов. Второе утверждение представляется более убедительным, если принять во внимание чувствительность слабых глинистых грунтов и их способность переходить при нарушении структурных связей из состояния твердообразного тела в состояние жидкообразной среды.

Геотехническое обоснование возможности использования буровых свай в слабых глинистых грунтах было затруднено отсутствием необходимого расчетного аппарата. Оценка условий заплывания скважины и прогноз изменения напряженно-деформированного состояния грунта вокруг выработки не могут быть выполнены на основе использования традиционной в механике грунтов меры бесконечно малых деформаций при игнорировании кинематики движения материальных частиц. Для моделирования процесса наплывания грунта в скважину определяющие уравнения должны быть построены с использованием мер больших деформаций ( В. Н. Парамонов, 1998).

Численный анализ изменения напряженно-деформированного состояния грунта под забоем скважины

Для определения границ упругой и пластической работы грунта при выполнении технологических операций учтем следующее обстоятельство. Как известно, на стадии выполнения геотехнических работ в глинистых грунтах консолидационные процессы отсутствуют и, следовательно, уплотнение практически исключено, а сопротивление грунта сдвигу t _пр включает в себя только слагаемое c, соответствующее удельному сцеплению, определяемому из недренированных испытаний, или, точнее (с учетом изложенного в гл. 5) - “центральному” значению удельного сцепления.

При проведении работ по устройству буровых свай с разработкой слабого глинистого грунта под защитой обсадной трубы грунт, находящийся в области забоя скважины, подвергается разгрузке вследствие снижения природного давления (рис. 8.11) до некоторой величины s _z^ост, которую назовем противодавлением. Под противодавлением s _z^ост при этом подразумевается некоторое суммарное сопротивление (рис. 8.12), определяемое весом раствора G_p, под защитой которого выполняется бурение скважины; весом грунтовой пробки G_п, оставляемой в скважине при проходке; трением F_тр грунтовой пробки и заплывающего грунта по стенкам обсадной трубы, а также силой налипания F_л грунта на стенки.

В соответствии с принятыми предпосылками выполним численную оценку влияния на устойчивость грунта в забое скважины удельного сцепления c*, варьируемого в интервале от 2 до 20 кПа, диаметра обсадной трубы d, изменяемого в диапазоне от 120 до 600 мм, величины вертикального природного давления грунта s _zg на отметке забоя, принимаемой в промежутке от 0,1 до 0,4 МПа (что соответствует различным глубинам погружения обсадной трубы), при постоянных параметрах свойств грунта, характерных для морских балтийских глинистых отложений: E_разгр= =40 МПа, g =19 кН/м³ (изменением сжимаемости грунта пренебрегаем в связи с кратковременностью процесса изготовления сваи).

Расчетная схема данной задачи, выполняемой для осесимметричных условий, представлена на рис. 8.13 и 8.14. Радиус расчетной области принят равным 10 м, а высота - 5 м. При выполнении численного эксперимента грунт выше забоя скважины считался абсолютно гибким, в силу чего действие вышележащих слоев заменено эквивалентным вертикальным давлением, равным природному s _zg. На первом этапе решения воспроизводилось природное напряженное состояние, формирующее шаровой тензор напряжений. На втором этапе верхней узловой точке с координатой, равной радиусу обсадной трубы r_обс, задавалось жесткое ограничение в вертикальном и горизонтальном направлениях, а в верхних узловых точках, находящихся в пределах радиуса r_обс, производилось пошаговое снижение усилий от природных s _zg до нуля.

Рис. 8.13. Конечно-элементная сетка к расчету процесса устройства буровой сваи (расчеты выполнены по модели структурно-неустойчивой среды с использованием мер больших деформаций в постановке В.Н. Парамонова)

Рис. 8.14. Укрупненный фрагмент расчетной схемы в области обреза обсадной трубы

Рис. 8.15. Графики зависимости высоты подъема “пробки” от степени снижения вертикального давления на грунт в забое скважины

На рис. 8.15 представлены характерные графики зависимости высоты подъема пробки от степени снижения вертикального давления на грунт в забое скважины для некоторых сочетаний параметров с^*, s _zg и d. Из этих графиков можно выделить три семейства. Для первого из них (тип графиков 1 и 2), соответствующего большому диаметру обсадной трубы, малому значению удельного сцепления и значительному природному давлению, можно выделить три характерных участка:

1) горизонтальный, практически совпадающий с осью абсцисс и отвечающий устойчивому состоянию грунта в забое;

2) криволинейный, отвечающий потере устойчивости забоя скважины;

1. прямолинейный, близкий к вертикальному, соответствующий интенсивному подтоку грунта в скважину.

Работа среды, отвечающая третьему участку, иллюстрируется рисунком 8.16, на котором приведены характерные траектории движения узлов конечно-элементной сетки при снижении давления на забой скважины, что имитирует смещение частиц грунта. Искажение сетки конечных элементов соответствует процессу образования грунтовой пробки (рис. 8.17). Развитие пластических зон в массиве грунта (рис. 8.18) при этом распространяется в радиусе до 8r_обс и до 10r_обс по глубине.

Рис. 8.16. Характерные траектории движения частиц грунта при образовании “пробки” (фрагмент)

Рис. 8.17. Искажение конечно-элементной сетки при затекании грунта в обсадную трубу (фрагмент)

На графиках второго семейства (см.рис.8.15, тип 3 и 4) отсутствует или слабо выражен третий участок. Наконец, при малом диаметре обсадной трубы, большом удельном сцеплении и небольшом природном давлении графики характеризуются только устойчивым состоянием грунта (график 5 на рис.8.15).

Проведенный численный эксперимент показал, что наиболее существенное влияние на устойчивость грунта в забое скважины оказывают удельное сцепление и природное давление и меньшее - диаметр скважины, особенно при больших глубинах и малом сцеплении. Тем не менее можно констатировать, что увеличение диаметра скважины влечет за собой необходимость создания большего противодавления.

Заметим также, что наплыв грунта в скважины меньшего диаметра вызывает меньшие потери объемов грунта и может быть менее опасен для примыкающего здания. Однако в любом случае это вызовет нарушение природной структуры грунта, что для слабых глинистых грунтов должно быть исключено.

Рис. 8.18. Развитие областей предельного состояния грунта в зоне обреза обсадной трубы при затекании грунта в трубу

Очевидно, что наплываемый грунт будет разрабатываться рабочими органами буровых машин и, следовательно, объем выбираемого из скважины грунта превысит объем самой скважины. Потери объема грунта сверх объема скважины с неизбежностью приводят к развитию областей расструктуренного грунта вокруг выработки. Это обусловливает развитие дополнительных осадок прилегающих зданий вследствие проявления эффектов прямой подработки.

Заметим в заключение, что в приведенном решении не рассматривались реологические свойства грунта, поскольку практически невозможно соотнести реальные скорости выполнения буровых работ по различным технологиям со скоростью наплыва грунта в скважину. В силу этого решение имеет определенный запас. Учет реологических свойств грунта является отдельной задачей, решение которой не представляет сложности в рамках изложенного подхода.

Оценка устойчивости скважин, пробуриваемых без обсадных труб

Одной из задач, не получившей теоретического решения, является оценка устойчивости скважин малого диаметра (132 - 300 мм), пробуриваемых под защитой тиксотропного раствора для устройства буровых свай.

Для оценки устойчивости стенок скважины при прохождении ее в слабом глинистом грунте с удельным сцеплением c*=4 кПа выполнен численный эксперимент методом конечных элементов в осесимметричной постановке с использованием разновидности модели структурно-неустойчивой среды и расчетного аппарата, построенного В. Н. Парамоновым для мер больших деформаций. Размеры расчетной схемы (рис.8.19, 8.20) приняты следующими: радиус - 5 м, глубина - 20 м. Характеристики грунта Е_разгр=40 кПа, x *=0,5, g =19 кН/м³. В расчетах глубина скважины принималась равной 5, 10 и 15 м.

На первом этапе решения воспроизводилось природное напряженное состояние грунта с шаровым тензором напряжений. На втором этапе в узлах сетки с радиальной координатой, равной координате радиуса скважины, прикладывалось горизонтальное давление, а в нижних узлах скважины - вертикальное давление, уменьшающееся шагами от природных значений до нуля. Тем самым моделировалась проходка скважины при заполнении ее растворами различной плотности.

Рис. 8.19. Расчетная схема к задаче об устойчивости стенки скважины

Рис. 8.20. Фрагмент расчетной схемы в пределах глубины скважины

Рис. 8.21. Деформированная поверхность стенки скважины глубиной 15 м при потере устойчивости

Рис. 8.22. График зависимости максимального горизонтального смещения стенки скважины от степени снижения давления (1 - H=15 м, 2 - H=10 м, 3 - H=5 м)

Расчетом установлено, что наибольшие горизонтальные смещения соответствуют глубине H_max» 5/6H (рис. 8.21), где Н - глубина скважины.

На графике зависимости горизонтального смещения стенки скважины D на глубине h_max от степени снижения давления в скважине (рис. 8.22) видна четкая точка перелома, соответствующая началу интенсивного оплывания скважины. Согласно этим графикам при глубине скважины 5 м потеря устойчивости стенки начинается при снижении давления на 62%, для скважины глубиной 10 м - на 38 %, 15 м - на 20 %. Следовательно, для обеспечения устойчивости скважины глубиной до 15 м необходимо выполнять бурение под защитой раствора с удельным весом

g _р=g Ч (100 % - 20 %)/100 %=19 кН/м³ ґ 0,8=15,2 кН/м³.

Нереальность использования технологического раствора такой плотности ставит под вопрос саму возможность устройства скважин диаметром более 150 мм под защитой глинистого раствора. Имеются многочисленные отрицательные примеры устройства таких свай в Петербурге, в первую очередь, это свайные поля на Гулярной ул. и ул. Вс. Вишневского. Сама принципиальная возможность временной устойчивости скважины в грунтовых условиях Петербурга связана исключительно с вязкими свойствами глинистых грунтов, которые существенно зависят от интенсивности внешнего воздействия на основание.

Таким образом, технология устройства свай диаметром более 150 мм под защитой глинистого раствора не обладает необходимой надежностью.

Применение электрогидравлического эффекта при устройстве буронабивных свай

В настоящее время широкое распространение получили буронабивные сваи, уширяемые с использованием электрогидравлического эффекта (ЭГЭ). Благодаря ЭГ-разрядам, производимым в бетонной смеси ствола сваи, добиваются увеличения диаметра и, следовательно, повышения несущей способности сваи.

Сущность воздействия ЭГЭ на водонасыщенную среду заключается в следующем. Прохождение тока между двумя погруженными в среду электродами порождает плазму, энергия которой трансформируется в энергию ударной волны, аналогичной наблюдаемой при взрыве ВВ. Эта аналогия используется, в частности, для определения радиуса полости, образующейся при ЭГ-разряде. При этом принято считать, что выполнение ЭГ-разрядов способствует формированию уплотненной зоны вокруг уширения. Поэтому некоторые авторы считают эффективными ЭГ-сваи при усилении реконструируемых фундаментов.

Механизм деформирования грунтовой среды под воздействием ударной волны при взрыве описан в классической работе П. Л. Иванова [37]. Согласно его исследованиям время воздействия ударной волны на грунт весьма мало для того, чтобы вызвать сколько-нибудь заметное сжатие скелета полностью водонасыщенного грунта, возможное только при оттоке поровой воды. При этом П. Л. Иванов отмечает, что грунт ниже горизонта грунтовых вод, как правило, является полностью водонасыщенным, содержание газа в нем не превышает 1%. Очевидно, что в аспекте применения ЭГЭ при устройстве свай практический интерес представляет рассмотрение именно полностью водонасыщенного грунта. В этом грунте уплотнение за счет сжатия его скелета давлением ударной волны исключено. Эффект уплотнения проявляется как последствие прохождения в несвязном или малосвязном грунте ударной волны. Ударная волна расструктуривает грунт в значительной области, в которой в дальнейшем он уплотняется под действием собственного веса.

Следовательно, применение ЭГЭ при устройстве свай для усиления фундаментов реконструируемых зданий, а также в непосредственной близости от существующих зданий неизбежно приведет к разжижению и уплотнению грунта в их основании, что может сопровождаться аварийными осадками фундаментов. Поэтому использование ЭГЭ для реконструкции зданий и сооружений на рыхлых песках и слабых глинистых грунтах представляется недопустимым.

При выполнении ЭГ-разряда происходит упругое сжатие грунтовой среды под действием ударной волны. Полость, образовавшаяся в результате разряда, по окончании пробоя контура оказывается под действием статических нагрузок: давления расструктуренного грунта и давления столба бетонной смеси, которой заполнена скважина. В силу большего удельного веса бетонного раствора по сравнению с удельным весом грунта полость по мере снижения давления находящегося в ней пара заполняется бетонной смесью. Заметим, что такое явление возможно лишь в случае близких вязкостей смеси и расструктуренного грунта. После прекращения действия ударной волны обратимости упругих деформаций грунта препятствует его расструктуривание и заполнение полости бетонной смесью.

На феноменологическом уровне устройство уширения можно моделировать заданием принудительных перемещений в грунтовой среде в направлении от центра разряда. При этом пространству образовавшейся полости присваиваются свойства твердого тела. Принудительные перемещения вызывают появление статических напряжений в грунтовой среде и градиентов напора в поровой воде вокруг пяты. Под действием последних вода со временем отжимается, и грунт вокруг уширения претерпевает локальное уплотнение. В несвязном грунте этот процесс заканчивается сравнительно быстро и способствует увеличению модуля деформации и прочностных свойств грунта в некоторой области. В связном грунте процесс консолидации весьма длителен, в силу этого вокруг уширения следует ожидать скорее снижения прочностных свойств грунта за счет его расструктуривания при разряде. Поэтому область применения ЭГ-свай следует ограничить несвязными грунтами.

Для решения осесимметричной задачи об определении несущей способности сваи с пятой, уширенной с помощью ЭГЭ, используем модель, аналогичную “Cam-Сlay”.

Задачу решаем в два этапа: на первом формируем уширение пяты сваи заданием перемещений; на втором - нагружаем сваи вертикальной нагрузкой. При этом ввод информации о геометрии сети конечных элементов выполняем с учетом координат узлов, полученных на первом этапе. Решение базируется на предположении о полной релаксации напряжений, вызванных ЭГ-разрядами и на допущении о том, что деформации при ЭГ-разрядах являются полностью остаточными.

В качестве примера рассмотрим условия натурного эксперимента [99]: основание сложено пылеватыми песками средней плотности, длина сваи - 3 м, диаметр ствола - 108 мм, диаметр уширения - 400 мм, высота уширения - 100 мм.

Расчеты показали, что в том случае, если все деформации происходят в некоторой ограниченной области, развитие уширения пяты может происходить преимущественно в стороны и вверх (горизонтально ориентированный эллипсоид), что подтверждается экспериментальными данными (именно такой вид имело уширение откопанной опытной сваи).

При формировании уширенной пяты согласно расчетам происходит локальное уплотнение грунта под пятой. Значительные области при этом оказываются под воздействием растягивающих дополнительных напряжений, что отражает возникновение наблюдаемой на практике [37] области расструктуривания грунта, в которой он уплотняется в дальнейшем под воздействием собственного веса (последнее обстоятельство в расчете не учитывается). Таким образом, результаты численного решения согласуются с исследованиями П. Л. Иванова.

Рис. 8.23. Графики зависимости осадка-нагрузка для сваи с пятой, уширенной с помощью ЭГЭ: 1 - данные статических испытаний; 2 - по расчету МКЭ

На втором этапе решения по мере возрастания нагрузки зоны с растягивающими дополнительными напряжениями в основании исчезают и расчетный график приближается к экспериментальному (рис. 8.23).

Таким образом, предложенное численное решение статической осесимметричной задачи деформирования среды применительно к расчету несущей способности буронабивной сваи с ЭГ-уширением дает удовлетворительное совпадение с результатами натурного эксперимента и согласуется с явлениями, наблюдаемыми на практике.

Исходя из изложенного, можно сделать вывод о том, что применение ЭГ-разрядов в целях создания уширения ствола сваи может быть допущено на незастроенных территориях, сложенных несвязными грунтами. Использование ЭГ-разрядов в слабых связных структурно-неустойчивых грунтах не имеет практического смысла, поскольку лишь обусловливает снижение сопротивления по боковой поверхности.

При решении задач реконструкции уширение буронабивных свай с помощью ЭГ-разрядов представляет собой реальную опасность для усиливаемого и соседних зданий, поскольку способствует расструктуриванию слабых глинистых грунтов и уплотнению песков в основании существующей застройки. При этом, однако, не исключается возможность использования для улучшения качества бетонной смеси в скважине “слабых” ЭГ-разрядов, не вызывающих расструктуривания окружающего грунта и, соответственно, расширения скважины.

В последние годы НИИОСП совместно с НИИЖБом ведут работу по научному обоснованию применения ЭГ-технологии в геотехническом строительстве. Предлагаются специальные технологические приемы ведения работ и технологическое оборудование для устройства буроинъекционных свай и инъекционных анкеров. Разрабатываются специальные нормативные документы - такие, как стандарт предприятия. В качестве прогрессивных и новых элементов в технологии изготовления ЭГ-свай в Москве в последние годы можно отметить:

• бурение полыми шнеками на всю глубину (технология типа CFA);
• заполнение скважины подвижной бетонной смесью при заданном классе бетона;
• ЭГ-обработку бетонной смеси в скважине с помощью разрядников последнего поколения, выдерживающих до 20 тыс. разрядов.

Область применимости ЭГ-технологии ограничена несвязными грунтами (за исключением рыхлых водонасыщенных песков).

В настоящей работе трудно проанализировать все тонкости безопасной реализации достаточно прогрессивной идеи, связанной с использованием электрогидравлического эффекта. Отметим лишь, что устройство свай по данной технологии требует проведения мониторинга безопасности окружающей застройки и контроля качества изготавливаемых свай, в том числе их сплошности. Здесь можно успешно использовать современные неразрушающие методы (например, низкодеформационные динамические тесты).

Все современные высокотехнологичные способы изготовления свай должны быть адаптированы к конкретным условиям реконструкции и иметь надежное геотехническое сопровождение.