Приложение d

(справочное)

Испытания грунта на плотность с использованием удельного сопротивления грунта погружению зонда

D.1  Пример определения значений эффективного угла внутреннего трения и модуля продольной упругости дренированных грунтов

1. Таблица D.1 является примером, который можно использовать для определения значений эффективного угла внутреннего трения  и (долговременного) дренированного модуля упругости Юнга E в зависимости от q_c для кварца и полевого шпата, при определении сопротивления грунта и осадок фундаментов мелкого заложения.

2. Данный пример получен путем соотношения среднего значения q_c в слое со средними значениями  и E.

Таблица D.1 — Пример определения значений эффективного угла внутреннего трения  и модуля упругости Юнга E для дренированных кварца и полевого шпата по удельному сопротивлению грунта погружению зонда q_c

Характеристика грунта	Удельное сопротивление грунта погружению зонда qc, MПa, (по данным статического зондирования)	Эффективный угол внутреннего тренияa) , град.	Модуль упругости Юнга дренированного грунтаb) E, MПa
Очень рыхлый	0,0–2,5	29–32	10
Рыхлый	2,5–5,0	32–35	10–20
Средней плотности	5,0–10,0	35–37	20–30
Плотный	10,0–20,0	37–40	30–60
Очень плотный	20,0	40–42	60–90
a) Приведенные значения действительны для песков. Для илистого грунта следует уменьшить на 3°. Для гравия следует добавить 2°. b) E представляет собой приближение к секущему модулю упругости, зависящему от напряжения и времени. Значения, приведенные для модуля упругости дренированных грунтов, соответствуют осадкам фундаментов за 10 лет. Они получены с предположением, что распределение вертикального напряжения соответствует соотношению 2:1. Более того, некоторые исследования указывают на то, что эти значения могут быть на 50 % ниже для илистых грунтов и на 50 % выше для гравийных грунтов. В сверхуплотненных крупнообломочных грунтах этот модуль может быть значительно выше. При расчетах осадки для удельных давлений на грунт, составляющих более 2/3 проектного опорного давления в предельном состоянии, значение модуля должно задаваться как половина значения, приведенного в данной таблице.
Примечание — Данный пример опубликован Бергдалем и др./Bergdahl et al./ в 1993 г. Дополнительную информацию см. в X.3.1.

D.2  Пример соотношения между удельным сопротивлением грунта погружению зонда и эффективным углом внутреннего трения

(1) Ниже приводится пример определения эффективного угла внутреннего трения  по удельному сопротивлению грунта погружению зонда q_c при испытаниях песчаных грунтов.

(2) Детерминированное соотношение выглядит следующим образом:

 = 13,5lgq_c  23,

где   — эффективный угол внутреннего трения, град.;

q_c — удельное сопротивление грунта погружению зонда, МПа.

Данное соотношение действительно для песков неоднородного гранулометрического состава C_U  3 выше уровня грунтовых вод и для удельного сопротивления грунта погружению зонда в пределах 5  q_c  28 МПа.

Примечание 1 — Пример основан на результатах испытаний электрическим конусным пенетрометром, а также результатах лабораторных испытаний на трехосное сжатие.

Примечание 2 — Этот пример опубликован Штенцелем и др. в 1978 г., а также в DIN 4094-1:2002. Дополнительную информацию и документы с примерами см. X.3.1.

D.3 Пример метода определения осадки фундамента

(1) Ниже приводится пример полуэмпирического метода расчета осадки фундамента в крупнозернистых грунтах. Значение модуля упругости Юнга E, определяемое по удельному сопротивлению грунта погружению зонда q_c, которое используется в данном методе, равно:

E = 2,5q_c — для осесимметричных (круглых и квадратных) фундаментов;

E = 3,5q_c — для ленточных фундаментов.

(2) Осадка фундамента s от нагрузки q определяется по формуле

где

C₂  1,2  0,2lgt;

C₃ — поправочный коэффициент, зависящий от формы ленточного фундамента:

C₃  1,25 — для квадратных фундаментов;

C₃  1,75 — для ленточных фундаментов, где L  10B;

— начальное эффективное вертикальное напряжение на уровне фундамента;

t — время, г.;

I_z — фактор воздействия напряжения (см. ниже).

(3) На рисунке D.1 приводится распределение фактора влияния вертикального напряжения I_z для осесимметричных (круглых и квадратных) и для ленточных фундаментов.

Примечание 1 — Данные удельные сопротивления грунта погружению конического зонда q_c в данном примере основаны на результатах измерений электрическим коническим пенетрометром.

Примечание 2 — Публикация примера: Шмертманн/Schmertmann/ (1970) и Шмертман и др./Schmertmann et al/ (1978). Дополнительную информацию и примеры см. X.3.1.

X — фактор влияния вертикального напряжения I_z для жестких фундаментов;

Y — относительная глубина под фундаментом;

1 — осесимметричным (L/B = 1); 2 — ленточным (L/B  10);

3 — B/2 (осесимметричный) и B (ленточный); 4 — глубина до I_z,p

Рисунок D.1 — Диаграммы для фактора влияния напряжения

D.4  Пример соотношения между одометрическим модулем и удельным сопротивлением грунта погружению зонда

(1) В таблице D.2 приводятся примеры значений  (см. 4.3.4.1 (9), формула (4.3)) для различных типов грунтов как функции сопротивления зондированию.

Примечание — Публикация примера: Санглерат/Sanglerat/ (1972). Дополнительную информацию и примеры см. X.3.1.

Таблица D.2 — Примеры значений 

Тип грунта	qc	
Тугопластичная глина	qc  0,7 МПа 0,7  qc  2 МПа qc  2 МПа	3    8 2    5 1    2,5
Тугопластичный суглинок	qc  2 МПа qc  2 МПа	3    6 1    2
Мягкопластичная глина
Мягкопластичный суглинок	qc  2 МПа qc  2 МПа	2    6 1    2
Суглинок с большим содержанием органики	qc  1,2 МПа	2    8
Торф и глина с большим содержанием органики	qc  0,7 МПа
	50  w  100	1,5    4
	100  w  200	1    1,5
	w  300	  0,4
Мелы	2  qc  3 МПа qc  3 МПа	2    4 1,5    3

D.5  Примеры определения одометрического модуля по удельному сопротивлению грунта погружению зонда

(1) Здесь приводится пример определения одометрического модуля E_oed, зависящего от вертикального напряжения, который часто рекомендуется для расчета осадки фундамента и определяется следующий образом:

,

где w₁ — коэффициент жесткости;

w₂ — показатель жесткости:

w₂ = 0,5 — для песков с коэффициентом однородности C_U  3;

w₂ = 0,6 — для тугопластичных глин (I_P  10; w_L  35);

— эффективные вертикальные напряжения в основании фундамента или на любой глубине под ним, вызванные перегрузкой грунта покровными пластами грунта;

  — эффективные вертикальные напряжения в основании фундамента или на любой глубине под ним;

p_a — атмосферное давление;

I_P — показатель пластичности грунта;

w_L — предел текучести грунта.

(2) Значения коэффициента жесткости w₁ можно определить по удельному сопротивлению грунта погружению зонда, используя следующие формулы в зависимости от типа грунта:

— пески с неоднородным гранулометрическим составом (C_U  3) над уровнем грунтовых вод:

w₁ = 167lgq_c  113 (для диапазона: 5  q_c  30);

— пески с однородным гранулометрическим составом (C_U  6) над уровнем грунтовых вод:

w₁ = 463lgq_c – 13 (для диапазона: 5  q_c  30);

— тугопластичные глины с консистенцией не менее (0,75  I_C  1,30) и над уровнем грунтовых вод, где I_C — показатель консистенции:

w₁ = 15,2q_c  50 (для диапазона: 0,6  q_c  3,5).

Примечание 1 — Пример основан на результатах испытаний электрическим конусным пенетрометром и лабораторных одометрических испытаниях грунта.

Примечание 2 — Этот пример опубликован Штенцелем и др. в 1978 г. и Бидерманном/Biedermann/ (1984), а также в DIN 4094-1:2002. Дополнительную информацию и документы с примерами см. X.3.1.

D.6 Пример соотношения между пределом прочности при сжатии одиночной сваи и удельным сопротивлением грунта погружению зонда

(1) В таблицах D.3 и D.4 приведены примеры установленных зависимостей между результатами испытаний статической нагрузкой грунтов сваями и удельным сопротивлением погружению зонда для крупнозернистого грунта с малым количеством или отсутствием мелких фракций. Удельное сопротивление основания p_b и сопротивление грунта на боковой поверхности ствола p_s набивной бетонной сваи приводится как зависимость удельного сопротивления погружению зонда q_c (при статическом зондировании) и приведенной осадки оголовка сваи.

Таблица D.3 — Удельное сопротивление основания p_b набивных бетонных свай в крупнообломочных грунтах с малым количеством или отсутствием мелких фракций

Приведенная осадка s/Ds; s/Db	Удельное сопротивление основания pb, MПа, при среднем удельном сопротивлении погружению зонда qc, МПа (статическое зондирование)
	10	15	20	25
0,02	0,70	1,05	1,40	1,75
0,03	0,90	1,35	1,80	2,25
0,10 (= sg)	2,00	3,00	3,50	4,00
Примечание — Промежуточные значения определяются методом линейной интерполяции. В случае применения бетонных набивных свай с уширенной пятой значения следует умножать на 0,75. s — удельная осадка оголовка сваи; Ds — диаметр ствола сваи; Db — диаметр пяты сваи; sg — полная осадка оголовка сваи.

Таблица D.4 — Удельное сопротивление грунта на боковой поверхности ствола p_s бетонных набивных свай в крупнообломочных грунтах с малым количеством или отсутствием мелких фракций

В мегапаскалях

Среднее удельное сопротивление погружению зонда qc (статическое зондирование)	Удельное сопротивление грунта на боковой поверхности ствола ps
0	0
5	0,040
10	0,080
15	0,120
Примечание — Промежуточные значения определяются методом линейной интерполяции.

Примечание 1 — Пример основан на результатах испытаний посредством электрического пенетрометра.

Примечание 2 — Пример опубликован в DIN 1054 (2003-01). Дополнительную информацию см. в X.3.1.

D.7  Пример пределения предела прочности при сжатии (сопротивления сжатию) одиночной сваи

1. Ниже приводится пример определения максимальной несущей способности одиночной сваи по значениям q_c, полученным с помощью электрического пенетрометра при статическом зондировании. В случае переуплотнения грунта или при экскавации после статического зондирования, значения q_c следует уменьшить.

2. Максимальная нагрузка сваи F_max, МН, определяется следующим образом:

F_max = F_max,base  F_max,shaft,

где F_max,base = A_basep_max,base;

здесь A_base — площадь поперечного сечения пяты, м²;

C_p — периметр ствола в слое, в котором помещается пята сваи, м;

F_max,base — максимальная нагрузка, воспринимаемая пятой, МН;

F_max,shaft — максимальная нагрузка, воспринимаемая боковой поверхностью ствола, МН;

p_max,shaft,z  — максимальное удельное сопротивление на боковой поверхности ствола на глубине z, МПа;

p_max,base — максимальное удельное сопротивление основания под пятой, МПа;

∆L — расстояние от пяты сваи до низа первого слоя грунта над основанием с q_c  2 МПа, м, причем ∆L менее длины до острия уширенной части сваи, если она имеется;

z — глубина, или вертикальное направление (положительное вниз).

Эквивалентный диаметр пяты D_eq, м, определяется по следующей формуле:

где a  — длина меньшей стороны пяты, м;

b  — длина большей стороны, м, где b  1,5a.

(3) Максимальное удельное сопротивление основания p_max,base можно определить по следующим формулам:

p_max,base  15 МПa,

где _p — коэффициент типа сваи, приведенный в таблице D.5;

 — коэффициент, учитывающий форму пяты сваи, как показано на рисунке D.3, определяется методом интерполяции между пределами, указанными на рисунке D.3;

s — коэффициент, учитывающий форму пяты сваи, который определяется по формуле

,

здесь  — эффективный угол внутреннего трения;

r = L/B,

L — большая сторона острия прямоугольной сваи;

B — меньшая сторона острия прямоугольной сваи.

Таблица D.5 — Максимальные значения _р и _s для песков и гравийных песчаников

Тип сваи	р	sа)
Сваи со смещением грунта, диаметром 150 мм:
готовые забивные сваи	1,0	0,010
буронабивные сваи с заглублением стальной трубы с закрытым концом. Стальная труба извлекается во время бетонирования	1,0	0,012

Окончание таблицы D.5

Тип сваи	р	sа)
Грунтовымещающие забивные сваи, диаметром 150 мм:
буроинъекционные шнековые сваи	0,8	0,006b)
буронабивные сваи (с буровым раствором)	0,6	0,005
a) Значения действительны для песков от мелкой до крупной фракций. Для очень крупных песков следует применять коэффициент 0,75; для гравелистых грунтов — 0,5. b) Данное значение используется в случае применения результатов зондирования коническим зондом (CPT), проведенных перед установкой свай. Когда используются данные испытаний CPT, проведенных вблизи буронабивных свай, s можно увеличить до 0,01.

q_c,I,mean  — среднее значение q_c,I по всей глубине от уровня основания сваи до уровня, который на как минимум 0,7 и на как максимум четыре диаметра основания сваи D_eq глубже (рисунок D.2):

,

где 0,8D_eq  d_crit  4D_eq.

Рисунок D.2 — Разъяснение по q_c,I, q_c,II и q_c,III

На критической глубине расчетное значение p_max,base становится минимальным.

q_c,II,mean  — среднее значение из минимальных значений q_c,II по всей глубине вверх от критической глубины до основания сваи (см. рисунок D.2):

.

q_c,III,mean  — среднее значение q_c,III по интервалу глубины от уровня основания сваи до уровня над основанием сваи, в 8 раз превышающего диаметр сваи, или, в случае, когда b  1,5a до 8a выше основания сваи. Расчет начинается от минимального значения q_c,II , используемого для расчета q_c,II,mean (см. рисунок D.2):

.

Для буроинъекционных шнековых свай q_c,III,mean не должно превышать 2 MПa, кроме случаев, когда результаты зондирования коническим зондом (CPT), проведенных на расстоянии менее 1 м от сваи пос­ле монтажа сваи, используются для расчета предела прочности при сжатии (сопротивления смятию).

1 — кривая 1,  = 1,0; 2 — кривая 2,  = 0,9;

3 — кривая 3,  = 0,8; 4 — кривая 4,  = 0,7; 5 — кривая 5,  = 0,6

Примечание — H, D_eq и d_eq — см. рисунок D.2.

Рисунок D.3 — Коэффициент, учитывающий форму пяты сваи 

Примечание — Пример опубликован в NEN 6743-1. Дополнительную информацию и примеры см. в X.3.1.

(4) Максимальное сопротивление p_max,shaft,z следует определять по формуле

,

где _s — коэффициент, принимаемый по таблицам D.5 и D.6;

q_c,z,a  — значение q_c на глубине z, МПа.

Если мощность слоя, у которого q_c,z  12 МПа превышает 1 м, то q_с,z,a  15 МПа.

Если мощность слоя, у которого q_c,z,a  12 МПа менее 1 м, то q_c  12 MПa.

Таблица D.6 — Максимальные значения _s для глины, ила и торфа

Тип грунта	qc, МПа	s
Глина	3	0,030
Глина	3	0,020
Ил		0,025
Торф		0