Для расчета фундамента на сейсмику необходимо учитывать параметры грунта, на котором он будет расположен, а также характеристики самого здания. Например, если здание имеет высоту 10 метров и весит 200 тонн, необходимо определить его основную массу и оценить сейсмическое ускорение, которое зависит от местоположения и уровня сейсмичности региона. Расчет сейсмических воздействий проводится с использованием коэффициентов, соответствующих классу сейсмичности.
После определения сейсмических нагрузок расчет фундамента осуществляется с учетом механических свойств используемых материалов и формы основания. Важно правильно выбрать размеры фундамента и его армирование, чтобы обеспечить надежность и устойчивость конструкции к возможным сейсмическим воздействиям. Это может включать не только увеличение размеров фундамента, но и использование специальных технологий, таких как глубинное укрепление грунта.
Проектирование свайно-плитного фундамента высотного здания с учетом влиянияветровых воздействий на сейсмостойкость грунтового основания Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»
ДИНАМИЧЕСКОЕ НАГРУЖЕНИЕ / DYNAMIC LOADING / ТРЕХОСНОЕ СЖАТИЕ / TRIAXIAL COMPRESSION / СЕЙСМИЧЕСКОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ / SEISMIC IMPACT / ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА / WIND LOAD / СВАЙНО-ПЛИТНЫЙ ФУНДАМЕНТ / PILE-SLAB FOUNDATION
Аннотация научной статьи по строительству и архитектуре, автор научной работы — Мирсаяпов И. Т., Королева И. В
При проектировании высотных зданий на сейсмически активных площадках строительства необходимо учитывать влияние динамической составляющей ветровой нагрузки на изменение физико-механических свойств грунтов оснований в процессе длительной эксплуатации здания до момента возникновения землетрясения. Приведены результаты трехосных испытаний грунтов оснований, проведенных на стабилометре по специально разработанной методике,предусматриваю-щей наложение динамических напряжений на статическое напряженное состояние образцов грунтов.Амплитуда, частота и продолжительность действия динамических напряжений эквивалентны расчетному сценарному сейсмическому воздействию или динамической составляющей ветровой нагрузки . Полученные результаты использованы при разработке проекта свайно-плитного фундамента с учетом влияния сейсмических и ветровых нагрузок на изменение жесткости свайного основания и, как следствие, на перераспределение усилий между отдельными элементами системы«грунтовое основание фундамент надземная часть здания».
Похожие темы научных работ по строительству и архитектуре , автор научной работы — Мирсаяпов И. Т., Королева И. В
Исследование влияния сейсмических и ветровых воздействий на параметры свайно-плитного фундамента высотного здания
Выбор типа фундаментов и оснований многофункционального комплекса «Фатих, Амир и Хан» по ул. Фатыха Амирхана г. Казани
Исследование напряженно-деформированного состояния каркаса многоэтажного административного здания с учетом неравномерного деформирования свайного основания
Несущая способность и осадки плитно-свайных фундаментов при циклическом нагружении
Экспериментальные исследования моделей плитно-свайных фундаментов при режимном циклическом нагружении
i Не можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.
Design of Pile-Slab Foundation of a High-Rise Building with Due Regardfor Influence of Wind Impacts on Seismic Resistance of Soil Base
In the course of design of high-rise buildings on seismic-active construction sites, it is necessary to take into account the influence of a dynamic component ofthe wind load on changes in physical-mechanical properties of soils of bases during the process of long-term operation of the building up to the moment of theearthquake occurrence. The results of triaxial tests of base soils conducted on the stabilometer according to a specially developed technique, which specifies theimposition of dynamic stresses on the static stress state of soils samples, are presented. Amplitude, frequency and duration of action of the dynamic stressesare equivalent to the calculated scenario seismic impact or dynamic component of the wind load . The results obtained are used for development of the designof the pile-slab foundation with due regard for the impact of seismic and wind loads on the change in the rigidity of the pile base and, as a consequence, on theredistribution of efforts between separate elements of the “soil base-foundation-superstructure” system.
Текст научной работы на тему «Проектирование свайно-плитного фундамента высотного здания с учетом влиянияветровых воздействий на сейсмостойкость грунтового основания»
К 85-летию Казанского ГАСУ
Научно-технический и производственный журнал
И.Т. МИРСАЯПОВ, д-р техн. наук, И.В. КОРОЛЕВА, канд. техн. наук ([email protected])
Казанский государственный архитектурно-строительный университет (420043, г. Казань, ул. Зеленая, 1)
Проектирование свайно-плитного фундамента высотного здания с учетом влияния ветровых воздействий на сейсмостойкость грунтового основания
При проектировании высотных зданий на сейсмически активных площадках строительства необходимо учитывать влияние динамической составляющей ветровой нагрузки на изменение физико-механических свойств грунтов оснований в процессе длительной эксплуатации здания до момента возникновения землетрясения. Приведены результаты трехосных испытаний грунтов оснований, проведенных на стабилометре по специально разработанной методике, предусматривающей наложение динамических напряжений на статическое напряженное состояние образцов грунтов. Амплитуда, частота и продолжительность действия динамических напряжений эквивалентны расчетному сценарному сейсмическому воздействию или динамической составляющей ветровой нагрузки. Полученные результаты использованы при разработке проекта свайно-плитного фундамента с учетом влияния сейсмических и ветровых нагрузок на изменение жесткости свайного основания и, как следствие, на перераспределение усилий между отдельными элементами системы «грунтовое основание — фундамент — надземная часть здания».
Ключевые слова: динамическое нагружение, трехосное сжатие, сейсмическое воздействие, ветровая нагрузка, свайно-плитный фундамент.
I.T. MIRSAYAPOV, Doctor of Sciences (Engineering), I.V. KOROLEVA, Candidate of Sciences (Engineering) ([email protected]) Kazan State University ofArchitecture and Engineering (1, Zelenaya Street, 420043, Kazan, Russian Federation)
Design of Pile-Slab Foundation of a High-Rise Building with Due Regard for Influence of Wind Impacts on Seismic Resistance of Soil Base
In the course of design of high-rise buildings on seismic-active construction sites, it is necessary to take into account the influence of a dynamic component of the wind load on changes in physical-mechanical properties of soils of bases during the process of long-term operation of the building up to the moment of the earthquake occurrence. The results of triaxial tests of base soils conducted on the stabilometer according to a specially developed technique, which specifies the imposition of dynamic stresses on the static stress state of soils samples, are presented. Amplitude, frequency and duration of action of the dynamic stresses are equivalent to the calculated scenario seismic impact or dynamic component of the wind load. The results obtained are used for development of the design of the pile-slab foundation with due regard for the impact of seismic and wind loads on the change in the rigidity of the pile base and, as a consequence, on the redistribution of efforts between separate elements of the "soil base-foundation-superstructure" system.
Keywords: dynamic loading, triaxial compression, seismic impact, wind load, pile-slab foundation.
В Казани в акватории реки Казанка планируется возведение многофункционального комплекса, состоящего из трех высотных зданий, объединенных между собой трехэтажной стилобатной частью. Два высотных здания комплекса размещены на общем свайно-плитном фундаменте без устройства деформационных швов в плитном ростверке. В таких условиях с целью обеспечения качественного количественного прогнозирования совместного деформирования системы «грунтовое основание -свайно-плитный фундамент — высотное здание» прежде всего необходимо правильно оценить прочностные и деформационные параметры грунтового основания, учитывая их исходное напряженно-деформируемое состояние, переменную глубину активной зоны деформирования грунтового массива, закономерности деформирования и трансформации напряженно-деформированного состояния всех элементов системы в процессе возведения здания и на этапе воздействия постоянных и временных на-
грузок, в том числе динамической составляющей ветровых и сейсмических воздействий [1-8]. Такой подход позволяет уменьшить влияние негативных процессов, происходящих в отдельных конструктивных элементах и в здании в целом, связанных с некорректным прогнозированием геомеханических процессов, происходящих в грунтовых массивах оснований фундаментов на стадиях возведения и эксплуатации здания.
Площадка строительства является сложной. Первым осложняющим фактором являются наличие высокого уровня грунтовых вод, который гидравлически связан с режимом Куйбышевского водохранилища, и залегающие с поверхности земли слои слабых водонасыщенных пылевато-глинистых грунтов и слои торфа мощностью от 3 до 7 м. Ниже названных слоев на глубину до 12 м площадка строительства сложена водонасыщенными песчаниками, подстилаемыми глинистыми грунтами мощностью до 80 м.
Научно-технический и производственный журнал
To the 85-Anniversary of the Kazan State University of Architecture and Engineering (KSAIU)
Этап приложения ветровой нагрузки
Этап приложения ветровой нагрузки
Этап приложения сейсмической нагрузки
Примеры расчета зданий с сейсмозащитой
1. Исходные данные: запроектировать,для условий г. Анапы Краснодарского края пятиэтажный крупнопанельный дом с сейсмоизолирующим скользящим швом. В качестве конструкций надземной части здания использовать решения по типовому проекту серии 135-0142 с/1 на 10 квартир (см. п. 4.1).
Сейсмичность площадки строительства: вариант I — 72 баллов, вариант II — 82 баллов.
Расчетная сейсмичность дома (без сейсмоизолирующего скользящего шва) : вариант 1 — 7 баллов, вариант II — 8 баллов. Скользящий шов расположен на отметке 1,71. Коэффициент трения скольжения принят fтр = 0,1.
2. Определение расчетных сейсмических нагрузок. Расчетная динамическая модель здания принимается в виде консольного стержня с шестью степенями свободы (рис. 1). В результате расчетов на ЭВМ определены периоды и формы собственных колебаний дома (блок-секции) в продольном и поперечном направлении. Величины периодов Т1 пр) = Т1 поп = 0,25 с, форма колебаний дома близка к прямолинейной.
Расчет выполняется в соответствии с Рекомендациями [91]. В соответствии со СНиП II-7-81 принимаем значения коэффициентов К1 = 0,25; К2 = 1; А = 0,1 (вариант Г) и А = 0,2 (вариант II), Кψ = 1. Коэффициент динамичности β1 = 1,1/0,25 = 4,4; принимаем β1 = 2,7; коэффициенты η1k определяются по формуле (5.13) Рекомендаций [91]:
Сейсмические нагрузки по формулам (4.9), (4.10) при K 1 = 1 и А = 0,1 (вариант Т):
Аналогично для А = 0,2 (вариант II):
Определяем коэффициент К3 по формуле (4.14) для варианта I:
Принимаем К3 = 0,5, т. е. снижаем расчетные сейсмические нагрузки на надземные конструкции здания в два раза (в качестве несущих конструкций используются изделия типового проекта для несейсмических районов с минимальным объемом конструктивных антисейсмических мероприятий). Окончательно расчетные сейсмические нагрузки равны:
Аналогично для II варианта.
К3 = 0,236; принимаем К3 = 0,5, т. е. снижаем расчетные сейсмические нагрузки на надземные конструкции в два раза (в качестве несущих конструкций используются изделия типового проекта при сейсмичности 7 баллов). Расчетные сейсмические нагрузки равны:
В табл. 1 приведены горизонтальные расчетные сейсмические нагрузки на здания со скользящим швом (СШ) (варианты I и II) и на обычные крупнопанельные дома той же серии при расчетной сейсмичности 7 и 8 баллов.
Таким образом, для варианта Т расчетная перерезывающая сила в уровне скользящего пояса
а для варианта II — 841,7 кН.
Пример 2. Расчет и конструирование девятиэтажного крупнопанельного дома с сейсмоизолирующим скользящим поясом и динамическими гасителями колебаний
1. Исходные данные: запроектировать для условий г. Фрунзе девятиэтажный крупнопанельный дом с сейсмоизолирующим скользящим поясом и динамическими гасителями колебаний. В качестве конструкций надземной части здания использовать решения по Типовому проекту № III-105-7с на 54 квартиры.
Сейсмичность площадки строительства 92 баллов. Расчетная сейсмичность здания (без сейсмоизолирующего пояса) 9 баллов.
Основанием фундаментов служат галечниковые грунты с гравийно-песчаным заполнителем, р0 = 0,6 МПа, которые относятся к категорий II по сейсмическим свойствам.
Конструктивно-компоновочные схемы здания показаны на рис. 4.13, 4.14. Размеры здания в плане 39,6×10,4 м, высота — 29,7 м.
Фундаменты и стены подвала выполняются из монолитного железобетона класса В 10, глубина заложения фундаментов 3,5 м. Сечение верхней монолитной обвязки 600×300 мм, ростверка 400×500 мм из бетона класса В 22,5.
Элементы скользящего пояса (кроме вертикальных связей) расположены в пространстве между верхней обвязкой и роствсоком, отметка низа опорной пластины — 0,87. Конструкцию скользящей опоры принимаем совмещенной (см. рис. 4.2, б). Коэффициент трения скольжения fтр = 0,1.
2. Определение расчетных сейсмических нагрузок. Расчетную. модель принимаем в виде консольного стержня с десятью степенями свободы (рис. 2). Расчет выполняется раздельно для здания с сеисмоизолирующим скользящим поясом и для здания с динамическим гасителем колебаний. Жесткость стен подвала принята на несколько порядков больше жесткости конструкций надземной части.
В результате расчетов на ЭВМ определены периоды и формы собственных колебаний здания до скольжения (этапы I).
Отсюда коэффициент динамичности β1 = 1,1/0,39 = 2,82; принимаем β1 = β2 = β3 = 2,7.
Сейсмические нагрузки определяем по формулам (4.9), (4.10) при K1 = 1; К2 = 0,9 + 0,075 (9-5) = 1,2:
Аналогично определяются сейсмические нагрузки, соответствующие второй и третьей формам собственных колебаний. Затем по формуле (4.11)
Примем К3 = 0,5. Тогда расчетная перерезывающая сила в уровне скользящего пояса будет равна 6424,1 кН (при К1 = 0,25).
Аналогичные расчеты выполняются для этапов II (скольжения по поясу). В этом случае учитывается, что в работу включаются в поперечном направлении по 14 ограничителей упругих перемещений с суммарной жесткостью 6000·14 = 84 кН/см, а приведенный коэффициент трения фторопласта по стали с учетом гравитационной восстанавливающей силы на участке наклона 6° равен 0,05.
В этом случае по данным расчета на ЭВМ условные периоды собственных колебаний равны Т1 = 3,44 с; Т2 = 1,134 с; Т3 = 0,669 с, а коэффициенты динамичности β1 = 0,8; β2 = 1,1/1,134 = 0,97; β3 = 1,1/0,669 = 1,644.
Расчеты показали, что при К3А = 0,2 и Кψ = 0,8 расчетные сейсмические нагрузки значительно меньше, чем для этапов I, а расчетная перерезывающая сила — 1592 кН.
3. Проверка здания на опрокидывание в поперечном направлении. Проверка выполняется при расчетных сейсмических нагрузках на надземные конструкции, соответствующие расчетной сейсмичности 8 баллов.
В этом случае опрокидывающий момент в уровне верха ростверка равен:
Удерживающий момент:
Сечения ограничителей вертикальных перемещений определены из условия воспринятая опрокидывающего момента в уровне скользящего пояса. Усилие в одном ограничителе Ni = 673 кН. Принято 20 ограничителей в каждой продольной стене из каната диаметром 13, марки ТК 6×19 (см. рис. 4.14).
4. Особенности конструирования скользящего пояса. Пластины из фторопласта принимаем толщиной δ=6 мм, размером 400×400 мм. Изменение угла наклона нижней пластины 4 и 6° (см. рис. 4.2, б), что соответствует приведенному коэффициенту трения скольжения 0,075 и 0,05.
Упругие ограничители горизонтальных перемещений устанавливаются с зазором 50 мм.
Сдвигающее усилие в домкратах определяется исходя из суммарной силы трения Fтр = 5993,8 кН. С запасом принимаем по 6 домкратов грузоподъемностью 200 тс в продольном и поперечном направлениях здания.
5. Расчет параметров и конструкции динамического гасителя колебаний.
Исходные данные: период колебаний здания с учетом податливости основания Т = 0,5 с, что соответствует p1 = 2π/Т = 12,56 -1 , масса гасителя принята равной 1,5% массы здания, т. е. 90 т.
1. Максимальная амплитуда колебаний гасителя. Скользящий пояс фундамента может передавать ускорение на вышележащую конструкцию здания не более 0,1g.
С учетом β1 = 2,7 и η19 = 1,431 ускорение горизонтальных колебаний верхнего этажа здания составит 0,1·2,7·1,431 = 0,386g.
Определим амплитуду колебания верхнего этажа здания без гасителя :
где 981 см/с 2 ускорение свободного падения.
Максимальная амплитуда гасителя равна трем амплитудам здания Аг = 2,4·3 = 7,2 см.
Примем коэффициент надежности Кн = 1,2. Тогда расчетная максимальная амплитуда гасителя будет равна: = 1,2х7,2 = 8,64 см. 2. Динамические параметры гасителя. При расчете зданий с железобетонными конструкциями на сейсмические воздействия оптимальными будут следующие параметры гасителя: настройка fг ≈ 0,96, коэффициент вязкого трения λ = 0,1.
Период собственных колебаний здания со скользящим поясом при проскальзывании несколько увеличивается (по экспериментальным данным на 10—20%), поэтому настройку гасителя необходимо несколько уменьшить. Примем fг = 0,9. Тогда период собственных колебаний гасителя при T1 = 0,5 с будет равен:
Учитывая возможность подстройки гасителя ±5 %, необходимо предусмотреть возможность изменения периода гасителя от 0,527 с (ωг = 11,9) до 0,577 с (ωг = 10,7).
Скорость колебания гасителя:
а) рабочая при Аг = 7,2 см
б) максимальная при Aг max = 8,64 см
3. Затухание в гасителе создается за счет сухого трения, возникающего при движении массы гасителя с пластинами из фторопласта по стальным пластинам.
При сухом трении коэффициент затухания (эквивалентный вязкому) зависит от амплитуды колебаний и может быть определен по следующей формуле:
На рис. 3 приведен график зависимости коэффициента затухания в гасителе при амплитудах колебаний последнего от 1 до 9 см. Как видно из графика, при амплитудах гасителя до 4 см последний передемпфирован, а при амплитудах больше 4 см гаситель имеет затухание меньше оптимального. Поэтому в систему вводятся демпферы вязкого трения.
4. Подбор пружин для гасителя. Требуемая суммарная жессткость упругих связей (пружин) гасителя определяется по формуле
Принимаем максимальное количество комплектов пружин 36, по 9 шт. на каждый упор, т. е. по 18 для каждого железобетонного блока (см. рис. 6.2, 6.3).
5. Расчет демпфера вязкого трения по а.с. № 247727 для динамического гасителя колебаний.
Исходные данные: масса блока гасителя Q = 45000 кг, частота собственных горизонтальных колебаний f1 = 2 Гц, заданный относительный коэффициент затухания D = 0,035 (δ = 0,22; γ = 0,07).
Необходимый коэффициент сопротивления всех демпферов вязкого трения определяется по формуле (6.7) "Руководства по проектированию виброизоляции машин и оборудования" (М.: Стройиздат, 1972)
Для гасителя колебаний запроектируем 12 демпферов. Коэффициент сопротивления одного демпфера
Для дальнейшего расчетами изготовления демпферов примем следующие размеры: статор R = 18,05 см, вибратор г0 = 14,95 см, используя при этом трубы с электросварным швом по ГОСТ 10704-76: 377×361 и 299×289 мм.
Принимая высоту рабочей жидкости 1р = 30 см, определим коэффициент динамической вязкости μ по формуле (6.9) Руководства
где δ = 3,1 см — кольцевой зазор между статором и вибратором;
Силу вязкого трения РТХ, возникающую при движении вибратора в- рабочей среде со скоростью VХ, найдем по формуле (6.6) Руководства:
При количестве демпферов n = 12
Ввиду того что блок гасителя будет колебаться с амплитудой Аг max = 10 см, а кольцевой зазор демпфера δ = 2,1 см, применим систему рычагов с соотношением плеч 3:1. Тогда динамическая вязкость жидкости μ будет равна:
В качестве рабочей жидкости применим полиметилсилоксановую жидкость ПМС-90000, имеющую вязкость при температуре 20°С (гаситель эксплуатируется в отапливаемом помещении) , равную μ = 90000 спз (90 Па-с).
В связи с тем что колебания блока гасителя будут редкими, температуру жидкости при длительном режиме работы можно не определять.
Количество жидкости ПМС, необходимой для заполнения демпферов,
Следовательно, для заполнения 12 демпферов потребуется 120 л ПМС-90000.
Размеры статора и вибратора примем следующие. Толщина слоя воды под днищем вибратора l1 =3 см, высота края статора над уровнем рабочей жидкости l2 = 7 см, тогда общая высота статора равна:
Толщину днища статора (фланец для крепления к основанию) принимаем равной 10-12 мм. Динамические нагрузки, действующие на статор и вибратор, ориентировочно принимать равными:
Схема демпфера дана на рис. 6.4, а компоновка групп демпферов — на рис. 6.1, а. Для предотвращения попадания пыли из атмосферы в вязкую жидкость следует предусмотреть защитный фартук между статором и вибратором из прочного материала (например, из тонкой прорезиненной ткани).
