Национальный стандарт РФ ГОСТ Р 59995-2022 (ИСО 19901-4:2016) "Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Геотехнические и расчетные аспекты проектирования фундаментов" (утв. и введен в действие приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 29 апреля 2022 г. N 260-ст)

Petroleum and natural gas industry. Offshore oil and gas structures. Geotechnical and foundation design considerations

УДК 624.157:006.354
ОКС 47.020.99

Дата введения - 1 июля 2022 г.
Введен впервые

ГАРАНТ:

Курсив в тексте не приводится

Предисловие

1 Подготовлен МГУ им. М.В. Ломоносова по заказу Общества с ограниченной ответственностью "ЛУКОЙЛ-Инжиниринг" (ООО "ЛУКОЙЛ-Инжиниринг") на основе официального перевода на русский язык англоязычной версии указанного в пункте 4 стандарта, который выполнен Федеральным государственным бюджетным учреждением "Российский институт стандартизации" (ФГБУ "РСТ")

2 Внесен Техническим комитетом по стандартизации ТК 23 "Нефтяная и газовая промышленность"

3 Утвержден и введен в действие Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 29 апреля 2022 г. N 260-ст

4 Настоящий стандарт является модифицированным по отношению к международному стандарту ИСО 19901-4:2016 "Нефтяная и газовая промышленность. Специальные требования к морским сооружениям. Часть 4. Геотехнические и расчетные аспекты проектирования фундаментов" (ISO 19901-4:2016 "Petroleum and natural gas industries - Specific requirements for offshore structures - Part 4: Geotechnical and foundation design considerations", MOD) путем внесения технических отклонений, объяснение которых приведено во введении к настоящему стандарту.

Наименование настоящего стандарта изменено относительно наименования указанного международного стандарта для приведения в соответствие с ГОСТ Р 1.5-2012 (пункт 3.5).

Применение дополнительных приложений ДА-ДВ объяснено во введении к настоящему стандарту.

Сведения о соответствии ссылочных национальных стандартов международным стандартам, использованным в качестве ссылочных в примененном международном стандарте, приведены в дополнительном приложении ДГ

5 Введен впервые

Введение

Совокупность международных стандартов по сооружениям континентального шельфа (ИСО 19900 - ИСО 19906) представляет собой общую нормативную основу, содержащую требования по проектированию и оценке для всех морских сооружений, используемых в нефтяной и газовой промышленности в мире. Выполнение данных требований позволит обеспечить уровень эксплуатационной надежности, достаточный для безопасной эксплуатации как сооружений с персоналом на борту, так и необслуживаемых, в зависимости от типа конструкций или используемых материалов.

Необходимо понимание, что конструктивная целостность является всеобъемлющей концепцией, включающей в себя модели нагрузок, расчетные методы, правила проектирования, системы безопасности, качество изготовления и строительства, процедуры контроля качества, а также требования национальных законодательств, которые все являются взаимозависимыми. Модификация лишь одного аспекта проектирования может нарушить баланс надежности, обеспечиваемый лишь всеми элементами концепции конструктивной целостности в совокупности. Поэтому при реализации возможных модификаций требований в отдельных аспектах необходимо учитывать, что они способны оказать влияние на общую эксплуатационную надежность всех морских сооружений отрасли.

Проектирование морских фундаментов имеет свои специфические особенности. Они включают в себя фактор времени, частоту и скорость, с которой прикладываются нагрузки, метод монтажа фундамента, свойства окружающего грунта, общее поведение основания, влияние соседних сооружений и учет результатов геологического бурения морского дна. Все эти факторы, а также любая другая имеющаяся информация, относящаяся к проектируемому фундаменту, должны приниматься во внимание при обосновании общей надежности фундамента.

Вышеуказанная серия международных стандартов призвана обеспечить широкие возможности по выбору конструктивных схем, материалов и подходов, при этом не препятствуя инновациям. Практика проектирования фундаментов морских сооружений доказывает на протяжении многих лет, что проектирование представляет собой инновационный и эволюционный процесс. Ожидается, что такая эволюция будет продолжаться и поощряться. Поэтому при разработке инновационных проектов можно столкнуться с ситуацией, когда совокупность указаний и положений, описанных в настоящем документе или в других стандартах (ИСО 19900 - ИСО 19906), окажется недостаточной для обеспечения безопасности и/или экономичности проектируемой конструкции фундамента.

Морские грунты обладают высокой изменчивостью, поэтому геотехнический опыт, полученный в одном районе, не обязательно можно будет использовать в другом. Объем исследований грунта, достаточный для одного типа конструкции, не обязательно будет адекватен для другого типа. Разработка проекта фундамента при наличии нестандартных грунтов или применение неапробированной концепции фундамента требует дополнительных исследований и обоснований. Поэтому при использовании настоящего стандарта следует применять критический подход к приводимым указаниям и рекомендациям.

Применительно к шельфовым сооружениям взаимодействие между подсистемами сооружения и подсистемами фундамента осуществляется посредством внутренних сил, моментов и деформаций. При рассмотрении компонентов фундамента по отдельности указанные внутренние силы, моменты и деформации могут рассматриваться как дополнительные внешние нагрузки на подсистемы фундамента, и именно такой подход реализован в настоящем стандарте.

Объектом стандартизации стандарта является процесс проектирования сооружений, расположенных на континентальном шельфе, во внутренних морских водах, территориальном море, прилежащей зоне Российской Федерации и в российском секторе Каспийского моря (далее - морские сооружения), предназначенных для осуществления различных функций в области морской добычи углеводородов.

Дополнительная информация и методические указания по использованию положений настоящего стандарта приведены в приложении А. Некоторые рекомендации по проектированию фундаментов при наличии в основании карбонатных грунтов приведены в А.6.4, однако в настоящее время накопленных знаний и практического опыта в отношении грунтов такого типа все еще недостаточно для составления соответствующих нормативных документов.

Одной из причин, обусловивших необходимость технических отклонений относительно ИСО 19901-4:2016, является целесообразность использования ссылочных национальных стандартов вместо ссылочных международных стандартов, добавление нескольких отечественных нормативных и библиографических ссылок. Кроме того, с целью учета требований ГОСТ Р 1.5 в части изложения материала в тексте стандарта произведены изменения отдельных фраз (слов, ссылок) и добавление уточняющих слов и словосочетаний, а также нескольких терминов (в разделе 3 добавлены определения терминов: "геотехнические условия", "грунтовая пробка", "отдых грунта", "юбка (юбочная конструкция фундамента)", которые часто встречаются в тексте стандарта). Указанные изменения выделены в тексте курсивом.

В разделе 3 "Термины и определения" изменен порядок терминологических статей: с целью учета требований ГОСТ 1.5 термины приведены в алфавитном порядке, при этом для удобства в состав стандарта включено приложение ДА, в котором приведены сведения о соответствии порядковых номеров терминологических статей в настоящем стандарте и использованном международном стандарте. Также в состав стандарта включено приложение ДБ, в котором приведено сравнение терминологических статей в настоящем стандарте и использованном международном стандарте в случае наличия существенных редакционных отличий. Кроме того, в состав стандарта дополнительно включено приложение ДВ, в котором для облегчения понимания текста приведены определения специальных технических терминов из теории якорных систем удержания.

Из основной части стандарта в целях учета требований ГОСТ 1.5 исключены и перенесены в приложение А справочные ссылки на научные статьи (из 5.1 в А.7.1, из 8.1.5 в А.8.1.5, из 8.3.1 в А.8.3.2.3, из 8.4.1 в А.8.4.1, из 8.6.3 в А.8.6.3 - соответствующие ссылки выделены в тексте курсивом).

В тексте международного стандарта ИСО 19901-4 многократно встречается слово "risk", применяемое не в техническом смысле (см. ГОСТ Р 51901.1-2002), а в общеупотребительном смысле: "возможная опасность, угроза, вероятность неблагоприятного или неожиданного (в т.ч. положительного) результата действий или развития событий". Во избежание неоднозначного понимания текста выполнена замена слова "риск" по всему тексту документа на слова "возможность", "угроза" с необходимой корректировкой соответствующих предложений, не меняющей их смысл.

В тексте стандарта выражения типа "целесообразно обратиться к специалистам", "необходимо соблюдать осторожность при выборе...", "должное внимание следует уделить", "необходимо разумное инженерное обоснование", "квалифицированные инженеры" и т.п., которые в большом количестве встречаются в ИСО 19901-4, заменены везде стандартными требованиями/указаниями типа "необходимо дополнительное обоснование", "требуется проведение специальных исследований/расчетов" и др.

Из введения исключен перечень действующих международных стандартов в области морской нефтегазодобычи, поскольку он регулярно пополняется и с его актуальной версией можно ознакомиться на официальном сайте ИСО.

1 Область применения

В настоящем стандарте рассматриваются такие аспекты геотехники и проектирования фундаментов, которые применимы к широкому классу сооружений континентального шельфа, а не к какому-то конкретному типу конструкций. Положения настоящего стандарта могут использоваться при проектировании фундаментов любых морских нефтегазопромысловых сооружений (стационарных и плавучих). При этом термин "фундамент" трактуется в расширительном смысле, включая донные фундаменты плавучих сооружений (якоря). Указанные аспекты включают следующее:

- характеристика площадки и грунтов основания;

- идентификация опасных геологических процессов и явлений;

- расчеты и устройство фундаментов мелкого заложения, опирающихся на морское дно;

- расчеты и устройство свайных фундаментов;

- взаимодействие грунта с сооружением применительно к вспомогательным конструкциям, например подводным добычным системам, водоотделяющим колоннам (райзерам) и выкидным линиям [соответствующие указания приведены в А.10 (приложение А)];

- конструкция якорей для систем удержания плавучих сооружений [указания приведены в А.11 (приложение А)].

Исчерпывающие требования к исследованиям морского грунта приведены в ГОСТ Р 59996.

Общие положения по механике грунтов и проектированию фундаментов, которые в равной мере применимы как к морским, так и к береговым сооружениям, в стандарте не рассматриваются. Предполагается, что пользователь настоящего стандарта обладает соответствующими компетенциями.

В настоящем стандарте кратко представлены методы, разработанные в основном для проектирования фундаментов мелкого заложения с отношением высоты заглубленной части (L) к диаметру (D), равным L/D < 1 (см. раздел 7; здесь D - минимальный размер подошвы фундамента в плане), а также для относительно протяженного гибкого свайного фундамента с отношением L/D > 10 (см. раздел 8; здесь D - диаметр сваи). Настоящий стандарт не может применяться для расчетов фундаментов с промежуточным соотношением размеров: 1 < L/D < 10 (отношение L/D далее называется коэффициентом заглубления). Соответствующие "промежуточные" фундаменты, часто обозначаемые как "кессонные фундаменты", представляют собой либо фундаменты мелкого заложения, снабженные юбкой, ребра которой внедряются в основание на глубину, превышающую ширину фундамента, либо более короткие и более жесткие фундаменты со сваями очень большого диаметра (диаметр которых превышает диаметр свай, традиционно используемых для устройства фундаментов морских сооружений). Проектирование таких фундаментов требует проведения специальных расчетов; при этом необходимо понимание, что любая экстраполяция расчетных методов, описанных в настоящем стандарте, на "промежуточные" фундаменты не может рассматриваться в качестве корректного подхода, пока такая экстраполяция не получила методического обоснования на основе геотехнических исследований и расчетов.

2 Нормативные ссылки

В настоящем стандарте использованы нормативные ссылки на следующие документы:

ГОСТ 27751 Надежность строительных конструкций и оснований. Основные положения

ГОСТ Р 54483-2021 (ИСО 19900:2013) Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Общие требования

ГОСТ Р 55311 Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Термины и определения

ГОСТ Р 57123 (ИСО 19901-2:2004) Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Проектирование с учетом сейсмических условий

ГОСТ Р 57148 (ИСО 19901-1:2015) Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Проектирование и эксплуатация с учетом гидрометеорологических условий

ГОСТ Р 58773-2019 (ИСО 19901-7:2013) Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Системы позиционирования плавучих сооружений

ГОСТ Р 59305 (ИСО 13628-1:2005) Нефтяная и газовая промышленность. Проектирование и эксплуатация систем подводной добычи. Обилие требования и рекомендации

ГОСТ Р 59996-2022 (ИСО 19901-8:2014) Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Морские исследования грунтов

ГОСТ Р 59997-2022 (ИСО 19905-1:2016) Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые морские. Постановка самоподъемных плавучих буровых установок с учетом условий площадок установки

СП 369.1325800.2017 Платформы морские стационарные. Правила проектирования

Примечание - При пользовании настоящим стандартом целесообразно проверить действие ссылочных стандартов (сводов правил) в информационной системе общего пользования - на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет или по ежегодному информационному указателю "Национальные стандарты", который опубликован по состоянию на 1 января текущего года, и по выпускам ежемесячного информационного указателя "Национальные стандарты" за текущий год. Если заменен ссылочный документ, на который дана недатированная ссылка, то рекомендуется использовать действующую версию этого документа с учетом всех внесенных в данную версию изменений. Если заменен ссылочный документ, на который дана датированная ссылка, то рекомендуется использовать версию этого документа с указанным выше годом утверждения (принятия). Если после утверждения настоящего стандарта в ссылочный документ, на который дана датированная ссылка, внесено изменение, затрагивающее положение, на которое дана ссылка, то это положение рекомендуется применять без учета данного изменения. Если ссылочный документ отменен без замены, то положение, в котором дана ссылка на него, рекомендуется применять в части, не затрагивающей эту ссылку. Сведения о действии сводов правил целесообразно проверить в Федеральном информационном фонде стандартов.

3 Термины и определения

В настоящем стандарте применены термины по ГОСТ Р 55311, а также следующие термины с соответствующими определениями:

3.1

базовая переменная (basic variable): Физическая величина, характеризующая воздействия, влияния окружающей среды, свойства материалов, грунтов и геометрические параметры. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.7]

3.2

воздействие (action): Явление, вызывающее внутренние силы в элементах конструкции. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.10]

3.3 геотехнические условия (geotechnical design issues): Совокупность инженерно-геологических, гидрогеологических, экологических условий, а также статических, динамических и прочих условий нагружения при строительстве или реконструкции здания (сооружения).

3.4 грунтовая пробка (soil plug): Уплотненное грунтовое ядро внутри полой сваи или в полости межреберного пространства юбочной конструкции, препятствующее дальнейшему свободному поступлению грунта в полость при продолжающемся внедрении конструкции в основание.

3.5

дренированные условия (drained condition): Условия, при которых прикладываемые напряжения и изменения напряжения поддерживаются скелетом грунта и не вызывают изменения порового давления. [ГОСТ Р 59996-2022, статья 3.13]

3.6 коэффициент надежности по материалу (Нрк. коэффициент по материалу) (material factor): Частный коэффициент безопасности, который применяется к нормативному значению прочности грунта и отражает неопределенность или изменчивость соответствующей характеристики грунта.

3.7 коэффициент надежности по нагрузке (Нрк. коэффициент по нагрузке) (action factor): Частный коэффициент безопасности, который применяется к нормативному значению нагрузки и отражает неопределенность или изменчивость.

3.8 коэффициент надежности по прочности [несущей способности] (Нрк. коэффициент по прочности) (resistance factor): Частный коэффициент безопасности, который применяется к нормативному значению несущей способности фундамента и отражает неопределенность или изменчивость отдельных компонентов несущей способности, включая свойства грунта.

3.9 морское дно (грунтовая толща) (seabed): Грунты, залегающие ниже поверхности морского дна, вне зависимости от его типа: дисперсные грунты, такие как песок, илы или глина, сцементированные или скальные породы.

Примечания

1 Фундаменты морских сооружений чаще всего устанавливаются на дисперсных грунтах, и терминология настоящего стандарта отражает данный аспект. Вместе с тем приводимые требования в равной степени относятся к сцементированным и скальным породам. Таким образом, термином "грунты" обозначаются любые грунты, расположенные на поверхности морского дна или под ней.

2 В научной и технической литературе словосочетание "морское дно" часто используется для обозначения поверхности грунтовой толщи в океане (море), поэтому точный смысл данного словосочетания определяется контекстом.

3.10

недренированные условия (undrained condition): Условия, при которых прикладываемые напряжения и изменения напряжения поддерживаются скелетом грунта и поровыми водами без изменения объема. [ГОСТ Р 59996-2022, статья 3.30]

3.11

нормативное значение (characteristic value): Значение, устанавливаемое нормативными документами или принятое по репрезентативному значению. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.31]

3.12 осадка (settlement): Необратимое смещение сооружения вниз вследствие собственного веса и других нагрузок.

3.13 "отдых" грунта (soil set-up): Явление постепенного увеличения в течение некоторого времени сдвиговой прочности грунта вблизи установленной сваи/якоря вследствие тиксотропии и консолидации, а также циклических факторов.

Примечание - Термин применяется по отношению к глинистым грунтам.

3.14 поверхность морского дна (seafloor): Граница раздела между водной толщей моря и морским дном.

3.15

предельное состояние (limit state): Состояние, при котором сооружение в целом или его элементы перестают удовлетворять заданным эксплуатационным требованиям (расчетным критериям), требованиям при производстве работ (строительстве) или находятся в состоянии, при котором их дальнейшая эксплуатация недопустима или нецелесообразна, либо восстановление их работоспособного состояния невозможно или нецелесообразно. Примечание - Превышение предельного состояния может рассматриваться как отказ в отношении выполнения заявленной функции, хотя в зависимости от расчетной ситуации отказ может быть локальным или глобальным, временным или постоянным. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.39]

3.16 пригодность к нормальной эксплуатации (serviceability): Способность сооружения или конструктивного элемента функционировать надлежащим образом при всех ожидаемых нагрузках.

3.17 прочность (strength): Механическое свойство материала, характеризующее его способность сопротивляться нагрузкам (обычно выражается в единицах напряжения).

3.18

размыв (scour): Перемещение грунтов морского дна от воздействия льда, волн, течений и работы движителей судов. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.42]

3.19

расчетное значение (design value): Нормативное значение, умноженное (или поделенное) на соответствующий коэффициент надежности. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.44]

3.20 расчетные нагрузки (design actions): Определенные комбинации нормативных нагрузок с соответствующими коэффициентами надежности, представляющие расчетную ситуацию и используемые для проверки критериев проектирования.

3.21

репрезентативное значение (representative value): Одно из множества значений, наиболее близко характеризующее необходимый параметр, используемый при расчетах по предельным состояниям. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.48]

3.22

сопротивление (resistance): Способность морского нефтегазопромыслового сооружения или его элемента выдерживать воздействия. [ГОСТ Р 54483-2021, статья 3.52]

3.23 эффективная площадь фундамента (effective foundation area): Уменьшенная площадь фундамента, имеющая геометрический центр в точке, где результирующий вектор нагрузки пересекает базовый уровень фундамента.

3.24

юбка (юбочная конструкция фундамента) (skirt): Пересекающиеся стенки или конструкции, закрепленные в нижней плите опорной части платформы и погружаемые в грунт дна с целью увеличения устойчивости опорной части на действие сдвигающих нагрузок, а также для повышения защищенности от размывов дна под основанием платформы. [СП 369.1325800.2017, статья 3.1.23]

4 Обозначения и сокращения

4.1 Общие положения

Часто используемые в настоящем стандарте обозначения перечислены в 4.2-4.5; определения других обозначений приведены в тексте непосредственно после соответствующей формулы. Следует иметь в виду, что одинаковые обозначения могут иметь различные значения в формулах, приводимых в разных структурных единицах текста.

4.2 Обозначения, применяемые при расчетах фундаментов мелкого заложения

В настоящем стандарте применены следующие обозначения:

A - фактическая площадь фундамента (по сечению в плане);

- эффективная площадь подошвы фундамента с учетом эксцентриситета приложения нагрузки;

A _h - площадь боковой поверхности фундамента в направлении сдвига;

A _p - поперечная площадь сечения ребристой конструкции (юбки);

A _s - площадь боковой поверхности юбки при заданной глубине вдавливания;

A _idealized - площадь эквивалентного фундамента с прямоугольной подошвой (для фундаментов неправильной конфигурации);

b _c, b _q, b  - поправочные коэффициенты несущей способности, учитывающие наклон подошвы фундамента;

B - минимальный размер фундамента в плане (ширина фундамента);

- минимальный эффективный размер фундамента в плане (эффективная ширина фундамента);

C - коэффициент сжимаемости грунта для рассматриваемого диапазона нагрузок;

d _c, d _q, d  - поправочные коэффициенты несущей способности, учитывающие глубину заложения фундамента;

D - диаметр подошвы фундамента (для фундаментов с подошвой в форме круга);

D _b - расстояние от подошвы фундамента до поверхности дна;

e - эксцентриситет нагрузки;

e ₀ - коэффициент пористости грунта "в массиве";

e ₁ - эксцентриситет нагрузки в направлении координатной оси 1;

e ₂ - эксцентриситет нагрузки в направлении координатной оси 2;

f - удельное трение на поверхностях ребристых конструкций юбки при их установке;

F - поправочный коэффициент при расчете несущей способности, учитывающий неоднородность сопротивления недренированному сдвигу;

g _c, g _q, g  - поправочные коэффициенты, учитывающие наклон поверхности морского дна;

G - модуль сдвига грунта;

h - толщина слоя грунта;

H - горизонтальная нагрузка;

H _b - горизонтальная нагрузка, передаваемая на эффективную площадь основания;

H _d - расчетное значение сопротивления чистому сдвигу;

- горизонтальное сопротивление грунта за счет активного и пассивного давления на элементы юбки фундамента;

H _ult - предельная горизонтальная несущая способность по методу поверхностей текучести;

i _c, i _q, i  - поправочные коэффициенты при расчете несущей способности, учитывающие наклон нагрузок на фундамент;

K _c, K _q, K  - поправочные коэффициенты, учитывающие наклон нагрузки, форму фундамента, глубину заложения, наклон подошвы, а также наклон поверхности морского дна;

K _p - коэффициент пассивного давления грунта;

K _rd - коэффициент горизонтального отпора дренированного грунта;

K _ru - коэффициент горизонтального отпора недренированного грунта;

L - максимальный размер фундамента в плане (длина фундамента);

- эффективный максимальный размер фундамента в плане (эффективная длина фундамента);

M - опрокидывающий момент;

M _ult - момент удерживающих сил в методе поверхностей скольжения;

N _c - коэффициент несущей способности недренированного грунта, равный 5,14;

N _q, N  - коэффициенты несущей способности дренированного грунта, являющиеся функциями ;

- природное эффективное давление вышележащего грунта на уровне нижнего края юбки в пределах площади юбки;

- природное эффективное давление вышележащего грунта на уровне нижнего края юбки вне площади юбки;

q - удельное сопротивление на торцах ребер юбки фундамента при вдавливании;

q _d - расчетное удельное значение вертикальной несущей способности при отсутствии горизонтальных нагрузок;

Q - вертикальная нагрузка;

Q _f - составляющая сопротивления юбки вдавливанию, порождаемая трением;

Q _p - составляющая сопротивления юбки вдавливанию, порождаемая давлением под торцами ребер юбки;

Q _r - сопротивление грунта при вдавливании юбки;

Q _ult - вертикальная несущая способность грунта в методе поверхностей текучести;

R - радиус подошвы круглого в плане фундамента;

RP - точка приведения нагрузок;

s _u - недренированная прочность грунта на сдвиг;

s _u0 - недренированная прочность грунта на сдвиг на уровне подошвы фундамента (или на уровне базовой плоскости, проходящей по нижней границе ребер юбки фундамента);

s _u'ave - среднее значение недренированной прочности грунта на сдвиг на поверхности контакта морское дно - базовая плоскость/подошва фундамента;

s _u,2 - эквивалентное значение недренированной прочности грунта на сдвиг ниже подошвы фундамента;

s _c, s _q, s  - поправочные коэффициенты при расчете несущей способности, учитывающие форму фундамента;

T - закручивающий момент;

u _Q, u _Q - вертикальное и горизонтальное смещения на уровне подошвы фундамента;

- угол наклона поверхности грунта в радианах - при вычислении коэффициентов наклона;

- угол трения поверхности контакта между грунтом и фундаментом;

- приращение эффективного вертикального напряжения в рассматриваемом слое грунта в заданный момент времени вследствие приращения вертикальной нагрузки на фундамент;

- эффективное значение угла внутреннего трения грунта в условиях плоского деформированного состояния;

- удельный вес грунта с учетом взвешивания;

- коэффициент надежности по нагрузке для временных нагрузок;

- коэффициент надежности по материалу;

к - коэффициент возрастания с глубиной недренированной прочности грунта на сдвиг;

- эффективное напряжение от вышележащего грунта на уровне рассматриваемого слоя грунта;

- эффективное напряжение в массиве на уровне подошвы фундамента (или на уровне торцов ребер юбки фундамента);

- коэффициент Пуассона грунта;

- угол наклона подошвы фундамента в радианах при вычислении коэффициентов наклона;

, - перемещения на уровне подошвы фундамента при опрокидывающих и закручивающих нагрузках.

4.3 Обозначения, применяемые при расчетах свайного фундамента

A _pile - общая площадь торца сваи, ;

А _r - коэффициент вытеснения сваи, ;

A _w - площадь поперечного сечения кольцевого пространства сваи, ;

A _s - площадь боковой поверхности сваи в грунте;

C ₁, C ₂, C ₃ - безразмерные коэффициенты, определяемые как функции (для графиков p - y для песка);

D - наружный диаметр сваи;

D _i - внутренний диаметр сваи, ;

D ₅₀ - средний диаметр частиц грунта;

D _CPT - диаметр инструмента CPT (D _CPT = 36 мм для стандартного конического пенетрометра (CPT) с площадью конуса 1000 мм ²);

D _r - относительная плотность песка (для метода 1 и метода 4 на основе CPT-зондирования);

E _S - модуль деформации грунта основания "в массиве";

f - расчетное сопротивление грунта по боковой поверхности сваи;

f(z) - расчетное сопротивление грунта по боковой поверхности сваи на глубине z;

f _c(z) - расчетное сопротивление грунта по боковой поверхности сваи на глубине z при сжимающей нагрузке;

f _p(z) - расчетное сопротивление грунта на границе грунтовой песчаной пробки и внутренней стенки сваи (для метода 4 на основе CPT-зондирования);

f _t(z) - расчетное сопротивление грунта на боковой поверхности сваи на глубине z при растягивающей нагрузке;

f _lim - предельное расчетное сопротивление грунта по боковой поверхности сваи;

h - расстояние вверх от пяты сваи (равно L - z);

J - безразмерная эмпирическая постоянная (для графиков p - y для глины);

k - модуль деформации грунта основания "в массиве" (для графиков p - y для песка);

K ₀ - коэффициент бокового давления грунта в покое;

L - глубина внедрения сваи в грунт относительно исходной поверхности дна моря;

L _s - длина грунтовой пробки в слоях песка;

N _q - безразмерный коэффициент несущей способности;

p - достигнутая поперечная несущая способность сваи по грунту (для графиков p - y);

p _a - атмосферное давление (p _a = 100 кПа);

P _d,e - расчетное значение вертикальной нагрузки на сваю, определенное в системе "линейная модель сооружения - нелинейная модель основания" для расчетных значений экстремальных нагрузок;

P _d,p - расчетное значение вертикальной нагрузки на сваю, определенное в системе "линейная модель сооружения - нелинейная модель основания" для расчетных значений постоянных и переменных нагрузок, характеризующих нормальные условия эксплуатации;

p _r - репрезентативное значение несущей способности горизонтально нагруженной сваи в единицах силы на единицу длины сваи (для графиков p - y);

p _rd - репрезентативное значение несущей способности длинной горизонтально нагруженной сваи в единицах силы на единицу длины сваи (для графиков p - y);

p _rs - репрезентативное значение несущей способности короткой горизонтально нагруженной сваи в единицах силы на единицу длины сваи (для графиков p - y);

- природное эффективное среднее напряжение на глубине z;

P _o - внешний периметр сваи ();

q - расчетное сопротивление грунта под пятой сваи;

q _c(z) - сопротивление конуса CPT на глубине z в единицах напряжения;

q _c,f(z) - пониженное сопротивление конуса CPT на глубине z (для учета общего размыва);

q _c,av,1,5D - среднее значение q _c(z) в интервале 1,5 D под и над пятой сваи;

q _c,tip - сопротивление конуса CPT на уровне пяты сваи;

Q - предельная несущая способность сваи по грунту под пятой (в графиках Q - z);

Q _f,c - несущая способность сваи (по грунту) по боковой поверхности при сжатии;

Q _f,t - несущая способность сваи (по грунту) по боковой поверхности при растяжении;

Q _f,i,clay - суммарное значение поверхностного трения слоев глины в пределах грунтовой пробки (для метода 3 на основе CPT-зондирования);

Q _lim - предельное расчетное сопротивление грунта под пятой сваи;

Q _p - несущая способность сваи (по грунту) по торцевой поверхности;

Q _r - репрезентативное значение несущей способности вертикально нагруженной сваи;

Q _r,c - репрезентативное значение несущей способности сваи при вдавливающей нагрузке;

Q _r,t - репрезентативное значение несущей способности сваи при выдергивающей нагрузке;

s _u - недренированная прочность грунта на сдвиг;

s _u(z) - недренированная прочность грунта на сдвиг на глубине z;

WT - толщина стенок сваи;

t - достигнутое (мобилизованное) значение сопротивления грунта на боковой поверхности погружаемой сваи, обусловленное трением (для графиков t - z);

t _max - максимальное значение сопротивления грунта на боковой поверхности погружаемой сваи, обусловленное трением (для графиков t - z);

t _res - остаточное сопротивление грунта на боковой поверхности погружаемой сваи (для графиков t - z);

y - поперечное смещение сваи (для графиков p - y);

z - расстояние, отсчитываемое вниз от исходного уровня поверхности морского дна;

z - значение осевого смещения заданной точки сваи для расчета сопротивления грунта на боковой поверхности (для графиков t - z);

z - осевое смещение нижнего конца сваи (для графиков Q - z);

z _R - расстояние от поверхности морского дна до нижней границы ослабленного слоя для случая однородной глины (для графиков p - y);

- окончательное заглубление относительно поверхности морского дна с учетом общего размыва;

z _peak - осевое смещение сваи, при котором достигается максимальное сопротивление грунта на боковой поверхности t _max (для графиков t - z);

z _res - осевое смещение сваи, при котором достигается остаточное сопротивление грунта на боковой поверхности t _res (для графиков t - z);

- безразмерный коэффициент при расчете сопротивления грунта на боковой поверхности для связных грунтов;

- безразмерный коэффициент при расчете сопротивления грунта на боковой поверхности для несвязных грунтов;

- угол трения на границе стенка сваи - песок при условии постоянства объема;

- деформация, соответствующая половине максимального значения девиатора напряжений, для случая мягкой глины (для графиков p - y);

- эффективное значение угла внутреннего трения песка для трехосного дренированного состояния;

- удельный вес грунта в воде;

- удельный вес материала сваи (сталь, бетон и т.п.);

- удельный вес воды;

- коэффициент надежности по несущей способности сваи для расчетной ситуации, соответствующей экстремальным условиям;

- коэффициент надежности по несущей способности сваи для расчетной ситуации, учитывающей постоянные и переменные нагрузки для условий нормальной эксплуатации;

- параметр, необходимый для определения коэффициента для глин на глубине z [равен ];

- эффективное горизонтальное напряжение в массиве на глубине z;

- эффективное вертикальное напряжение в массиве на глубине z;

- эффективное вертикальное напряжение в массиве под пятой сваи;

- глубина общего размыва;

- глубина местного размыва.

4.4 Обозначения для взаимодействия грунта с конструкцией для вспомогательных подводных конструкций, райзеров и выкидных линий

D - диаметр выкидной линии (трубопровода);

f _c - безразмерный коэффициент, учитывающий циклический характер нагружения;

f _t - безразмерный коэффициент, учитывающий фактор времени;

f _V - безразмерный коэффициент, учитывающий фактор скорости;

G _max - начальный модуль сдвига грунта (линейное деформирование, малые деформации);

H - поперечное (горизонтальное) сопротивление грунта;

K _max - максимальное значение приведенного секущего модуля на диаграмме первичной разгрузки или повторного нагружения;

l _p - число пластичности грунта;

k _v - жесткость эквивалентной пружины (равна );

N - полное значение нормальной контактной силы;

N _c - безразмерный коэффициент несущей способности;

Q _smax - максимальное значение засасывающей силы (силы отрыва от дна) в расчете на единицу длины трубопровода;

Q _u - предельное сопротивление внедрению в грунт в расчете на единицу длины трубопровода;

s _u - недренированная прочность грунта на сдвиг:

s _uDSS - недренированная прочность грунта на сдвиг при простом статическом сдвиге;

s _ur - недренированная прочность на сдвиг грунта с нарушенной структурой;

T - продольное сопротивление трубопровода в дренированных условиях в расчете на единицу длины трубопровода;

V - вертикальная нагрузка на трубопровод;

z - заглубление нижней образующей выкидной линии (трубопровода) в морское дно;

- изменение вертикальной силы (при изменении заглубления) в расчете на единицу длины трубопровода;

- приращение заглубления;

- перемещение поднятия (отрыв от дна);

- угол внутреннего трения грунта на границе раздела грунта и трубопровода;

- коэффициент трения трубопровода по грунту;

- безразмерный коэффициент усиления (вертикальной несущей способности);

- безразмерный коэффициент, учитывающий фактор времени;

- безразмерный коэффициент, учитывающий фактор скорости;

- половина угла, соответствующего заглубленной в грунт дуге окружности трубопровода

4.5 Обозначения для якорей систем удержания

a - ускорение гравитационного падающего якоря;

A - площадь лапы заглубляемого якоря;

A _eff - эффективная площадь плужного якоря, зависящая от формы и площади проекции;

A _in - площадь внутреннего поперечного сечения вакуумного якоря-сваи (в ходе монтажа создается разрежение);

A _inside - площадь внутренней боковой поверхности стенки вакуумного якоря-сваи;

A _p - площадь проекции гравитационного якоря;

A _tip - площадь поперечного сечения нижнего конца анкерной сваи;

A _wall - сумма площадей внутренних и внешних стенок анкерной сваи;

B - ширина лапы заглубляемого якоря;

C _D - коэффициент сопротивления гравитационного падающего якоря;

f - коэффициент трения между цепью или витым канатом и поверхностью морского дна;

F _b - лобовое сопротивление внедрению гравитационного падающего якоря;

F _drag - гидродинамическое сопротивление, действующее на гравитационный падающий якорь;

F _f - сопротивление трения по боковой поверхности гравитационного падающего якоря;

F _max - предельная держащая способность плужного якоря;

FOS _axial - коэффициент надежности по нагрузке для случая продольного нагружения якоря;

FOS _cornbined - коэффициент надежности по нагрузке для случая комбинированного продольного и поперечного нагружения якоря;

FOS _lateral - коэффициент надежности по нагрузке для случая поперечного нагружения якоря;

H - горизонтальная компонента нагрузки;

H - держащая способность заглубляемого якоря при горизонтальной нагрузке;

L - длина лапы заглубляемого якоря;

L _cw - длина находящегося в контакте с морским дном участка цепи или троса;

m - масса гравитационного падающего якоря;

n - безразмерный коэффициент для расчета держащей силы заглубляемого якоря;

N _c - безразмерный коэффициент для расчета лобового сопротивления задавливаемой анкерной сваи;

P _cw - разрывное усилие якорной цепи или троса;

Q _tot - общее сопротивление задавливанию анкерной сваи;

Q _side - сопротивление по боковой поверхности анкерной сваи;

Q _tip - лобовое сопротивление анкерной сваи;

S _e - коэффициент, учитывающий скорости деформации грунта;

S _t - показатель чувствительности грунта;

s _u - недренированная прочность в рассматриваемой точке;

s _u,AVE - среднее значение недренированной прочности в пределах зоны разрушения при расчетной глубине внедрения с учетом циклического нагружения;

s _u,tip,AVE - среднее значение недренированной прочности по результатам испытаний на трехосное сжатие, трехосное растяжение и простой сдвиг на уровне внедрения анкерной сваи;

s _u,DSS - недренированная прочность по результатам испытаний на простой сдвиг;

t - время;

t _r - время извлечения анкерной сваи;

v - скорость гравитационного падающего якоря;

V - вертикальная компонента силы;

W _s - вес в воде гравитационного падающего якоря;

- вес в воде якоря;

- удельный вес в воде цепи или троса:

z - глубина внедрения;

- необходимое разряжение для заглубления вакуумной анкерной сваи;

- критическое разряжение, вызывающее разрушение грунтовой пробки внутри вакуумной анкерной сваи;

- коэффициент, характеризующий трение на боковой поверхности вакуумной анкерной сваи или гравитационного падающего якоря в процессе их внедрения в дно;

- удельный вес грунта в воде;

- эмпирический понижающий коэффициент, учитывающий прогрессирующую деградацию прочностных характеристик грунта (деформационное разупрочнение) при повышении нагрузки вплоть до разрушения грунта;

- плотность жидкости;

- угол наклона якорной линии в точке скобы якоря (измеренный от горизонта);

- угол наклона якорной линии в точке скобы якоря (измеренный от горизонта), при превышении которого предельная держащая сила определяется усилием вырывания;

- угол наклона якорной линии в точке скобы якоря (измеренный от горизонта), при значениях меньше которого предельная держащая сила определяется усилием протаскивания.

4.6 Сокращения

В настоящем стандарте применены следующие сокращения:

CFD - вычислительная гидродинамика (computational fluid dynamics);

CPT - испытание коническим пенетрометром (или статическое CPT-зондирование) (cone penetration test);

CPTU - непрерывное CPT-испытание (continuous penetration test);

SCR - стальной гибкий райзер (steel catenary riser);

SRD - сопротивление грунта забивке свай (soil resistance to driving);

ULS - предельное состояние первой группы (ultimate limit state);

VLA - якорь, несущий вертикальную нагрузку (vertically loaded anchor);

КБ - коэффициент безопасности;

МДН - метод проектирования по допускаемым напряжениям;

МКЭ - метод конечных элементов;

МЧКН - метод проектирования по предельным состояниям с частными коэффициентами надежности;

НН - неконсолидированно-недренированный;

ОНС - обратная несущая способность;

ПВП - противовыбросовый превентор;

ПВС - предельная выдергивающая сила;

ТКД - точка касания дна (для райзеров, выкидных линий и т.п.).

5 Общие требования

5.1 Общие положения

Методология проектирования основывается на методе предельных состояний с частными коэффициентами надежности, а именно, коэффициентами надежности по нагрузкам и по материалам (см. ГОСТ Р 54483). Требования по использованию в проектных расчетах тех или иных значений частных коэффициентов надежности для различных расчетных ситуаций приведены в соответствующих международных стандартах по шельфовым сооружениям. Тем не менее имеются отдельные виды конструкций/конструктивных систем, для которых не были разработаны положения по проектированию в формате МЧКН, и при их проектировании используются другие подходы: например, при проектировании систем позиционирования плавучих нефтегазопромысловых сооружений используются общие коэффициенты безопасности (см. ГОСТ Р 58773), хотя при этом для проектирования якорей применяется МЧКН.

По мере развития документов по шельфовым сооружениям и [1] одновременно применялись термины "нормативное значение" и "репрезентативное значение", которые используются и в настоящем стандарте. Оба обозначают значения переменной с назначенной вероятностью непревышения (т.е. отсутствие событий реализации неблагоприятных ситуаций в части значений этой переменной) в течение некоторого базового периода (как правило, один год). В некоторых расчетных ситуациях могут быть использованы два нормативных значения - верхнее и нижнее. Если нормативные значения нельзя определить на основе статистических данных, либо когда статистическое распределение неизвестно или если соответствующие данные отсутствуют, то может указываться номинальное значение. Использование такого подхода в сочетании с вышеуказанными значениями коэффициентов надежности по нагрузкам и по материалам предполагает, что геотехнические исследования и процесс проектирования основания (фундамента) приведут к созданию проекта шельфового сооружения с соответствующим уровнем надежности, которое будет полностью соответствовать требованиям ГОСТ 27751 и ГОСТ Р 54483.

Коэффициент надежности по материалу для грунта (коэффициент надежности по грунту) может быть выражен в виде отношения нормативного значения сопротивления сдвигу недренированного грунта к реализованному в условиях равновесного состояния напряжению сдвига или как отношение нормативного значения тангенса репрезентативного значения угла внутреннего трения к тангенсу угла внутреннего трения, соответствующего равновесному состоянию. Коэффициент надежности по материалу не должен приниматься ниже 1,25. Его значение может уточняться с учетом совокупности данных по последствиям разрушения, точности использованного метода вычислений или неопределенности параметров модели, а также способа определения нормативной прочности грунта.

Также следует учитывать признанные практики применения вычислительных процедур и особенности проанализированных механизмов устойчивости. Рекомендуется в нестандартных расчетных ситуациях прибегать к обоснованному увеличению коэффициента надежности по материалу, особенно в случаях, когда рассматриваются новые типы конструкций и/или опыт работы с данными грунтовыми условиями отсутствует или незначителен.

Методология проектирования МЧКН в настоящем стандарте предполагает использование значений коэффициентов надежности по нагрузкам и материалам, которые должны приводить к общей надежности фундамента, сопоставимой по сравнению с получаемой на основе использования методологии проектирования МДН, заложенной в апробированном на практике документе по проектированию морских стационарных платформ [1]. Хотя рекомендации по проектированию в настоящем стандарте и в [1] большей частью согласованы, следует иметь в виду, что при определенных условиях методы МЧКН и МДН могут приводить к различиям в результатах расчетов. Для выполнения расчетов морских фундаментов практически всегда необходимо привлечение специалистов-геотехников.

Фундамент должен проектироваться таким образом, чтобы он мог выдерживать статические и динамические - повторяющиеся, а также переходные - нагрузки (нагрузки от воздействия гидрометеорологических факторов должны определяться с учетом положений ГОСТ Р 57148), не вызывая чрезмерных деформаций или вибрации сооружения. Особое внимание должно быть уделено эффектам повторяющихся и переходных воздействий на отклик конструкции сооружения, а также на прочность поддерживающих грунтов. Должна учитываться возможность движений морского дна. Любые воздействия на элементы фундамента в результате таких смещений должны учитываться в расчетах. Следует оценивать вероятность нарушения природного состояния грунтов основания в результате установки направления или бурения неглубокой скважины (см. 9.12). Необходимо отметить, что положения настоящего стандарта не в полной мере применимы в отношении специфических грунтов, таких как карбонатные грунты [см. А.6.4 (приложение А)], вулканические пески или высокочувствительные глины.

Геотехнические исследования и проектирование фундамента должны выполняться компетентным персоналом с квалификацией и опытом, необходимыми для применения настоящего стандарта.

Примечание - В случае необходимости или целесообразности получения для проектируемого сооружения класса Российского морского регистра судоходства проектирование фундаментов и систем якорного позиционирования следует дополнительно выполнять на основе [2], [3].

5.2 Расчетные ситуации и коэффициенты надежности

Указания и рекомендации по составу расчетных ситуаций, которые необходимо рассматривать с соответствующими значениями коэффициентов надежности по нагрузкам, приводятся в следующих документах:

- для стационарных стальных шельфовых сооружений - [4];

- для стационарных бетонных шельфовых сооружений - [5];

- для плавучих шельфовых сооружений - [6] и ГОСТ Р 58773;

- для самоподъемных морских буровых установок - ГОСТ Р 59997;

- для сооружений арктического шельфа - [7].

Коэффициенты надежности по несущей способности, относящиеся к расчету свайных фундаментов, приведены в 8.1.1. Коэффициенты надежности по материалу, используемые при расчета фундаментов мелкого заложения, приведены в 7.3.1 и 7.3.3. При оценке устойчивости фундаментов мелкого заложения расчетное значение сопротивления грунта вычисляется путем умножения нормативного сопротивления грунта на коэффициент надежности по материалу. Это отличается от практики расчета свай, где коэффициент надежности применяется к нормативному значению несущей способности фундамента.

Специальные требования и методы расчетов, а также критерии проектирования для динамических нагрузок в условиях землетрясений содержатся в ГОСТ Р 57123.

5.3 Нормативные значения характеристик грунта

В этом подразделе приведены общие принципы и методические указания по выбору нормативных значений характеристик грунта, соответствующих МЧКН. Термин "грунт" (грунтовая толща) используется в соответствии с положениями ГОСТ 27751 и ГОСТ Р 54483. В контексте настоящего стандарта этот термин в определенных аспектах эквивалентен термину "морское дно", который определен в 3.15 и в ГОСТ Р 59996.

При оценке нормативных значений характеристик грунта необходимо учитывать следующие аспекты:

- определение нормативного значения;

- допущения, принимаемые в расчетной модели;

- количество и качество исследований на площадке строительства, анализ возможных способов влияния внешней среды, включая факторы недостаточности данных и неточности знаний;

- качество исходных данных, включая геологические данные и физически достоверные значения;

- измеряемые количественные характеристики физических величин, которые соответствуют и являются репрезентативными для совокупности свойств, учитываемых в расчетной модели;

- соответствующие коэффициенты или функции преобразования для пересчета свойств, полученных по результатам лабораторных и/или полевых испытаний или с помощью других методов, в свойства, которые соответствуют допущениям, принятым в расчетной модели;

- погрешности измерений, неточность коэффициентов пересчета, а также статистическая изменчивость;

- пространственная изменчивость свойств грунта в пределах каждого пласта;

- снижение изменчивости других факторов с помощью соответствующих методов (если имеется достаточное количество данных).

Дополнительные указания по определению нормативных значений характеристик грунтов приведены в А.5.3 (приложение А).

5.4 Испытания и контрольно-измерительная аппаратура

Когда имеется неопределенность в отношении свойств основания, следует выполнять испытания или устанавливать контрольно-измерительную аппаратуру. Для всех типов морских сооружений выполнение измерений и осуществление мониторинга эксплуатационных характеристик в ходе строительства и эксплуатации фундамента является обязанностью оператора и других заинтересованных лиц.

Методы испытаний и измерений могут быть различных видов. Ниже указаны основные из них.

a) Нагрузочные испытания и/или модельные испытания

Нагрузочные испытания, модельные испытания или крупномасштабные полевые испытания следует выполнять в ситуациях, когда имеется значительная неопределенность в показателях несущей способности фундамента, а также когда аспекты безопасности и/или показатели экономической эффективности требуют дополнительного исследования и обоснования, например, когда:

- конфигурация фундамента сильно отличается от вариантов, для которых имеется опыт эксплуатации;

- грунтовые условия значительно отличаются от тех, для которых имеется опыт эксплуатации;

- предлагаются новые методы строительства или демонтажа;

- существует высокая степень неопределенности в отношении поведения конструкции или ее фундамента.

b) Временная установка контрольно-измерительной аппаратуры

Конструкции сооружения или ее фундамента должны оборудоваться временной контрольно-измерительной аппаратурой в случаях, когда:

- реализуемый метод строительства подразумевает наличие данных измерений для осуществления контроля операций;

- для реализуемого метода строительства отсутствует или имеется в недостаточном объеме опыт предшествующего применения.

c) Контрольно-измерительная аппаратура постоянного действия

Конструкция сооружения или ее фундамента должна быть оборудована постоянной контрольно-измерительной аппаратурой в случаях, когда:

- безопасность или работа фундамента (например, интенсивность и/или схема приложения нагрузок) зависит от активных операций - тех или иных морских, строительных, технологических и т.п. операций, выполняемых разово или на регулярной основе на данном сооружении;

- конфигурация фундамента, грунтовые условия или нагрузки существенно отличаются от тех, по которым имеется практический опыт;

- существует необходимость мониторинга поведения всего фундамента в части внедрения в грунт, осадок, наклонов и других параметров его работы;

- применяемый метод демонтажа подразумевает наличие данных измерений для осуществления контроля операций.

6 Исходные данные для геомеханической модели основания

6.1 Общие положения

Определение геотехнических условий, а также оценку геологических опасностей и соответствующих ограничений необходимо проводить с помощью комплексного изучения площадки строительства на основе геофизических исследований, оценки геологических условий, исследования свойств морского грунта и геотехнических расчетов. Геофизические исследования должны быть выполнены в первоочередном порядке, чтобы обеспечить идентификацию опасных геологических процессов до начала исследования свойств донного грунта. Дополнительные указания приведены в ГОСТ Р 59996.

Сбор геофизических данных осуществляется для разработки инженерно-геологической модели в целях правильного учета особенностей процессов осадконакопления, а также других природных процессов и геологических особенностей площади. Геофизические данные также используются, чтобы помочь в интерпретации стратиграфического разреза на основе данных инженерно-геологических скважин с целью определения пространственной изменчивости в пределах площадки, а также для оптимизации местоположения предлагаемых объектов строительства. Включение геотехнических данных в инженерно-геологическую модель позволяет оценить ожидаемое воздействия геологических условий на искусственные объекты, такие как сооружения, трубопроводы, якоря и устья скважин.

6.2 Геофизические исследования верхней части разреза и поверхности дна

Исследования (геофизическими и другими методами) верхней части разреза и поверхности дна позволяют получить данные о стратиграфии грунтов, геологических особенностях участка, таких как оползни, в том числе ротационные, уступы, уклоны или изрезанность морского дна, грязевые вулканы и сопки, обвалы, песчаные волны, разломы, диапиры, эрозионные поверхности, газопроявления в отложениях, газовые сипы, погребенные каналы, латеральная изменчивость мощности слоев. Площадное распределение слоев придонного грунтового массива может быть корректно нанесено на карту, если установлено хорошее соответствие между инженерно-геологическим бурением и данными полевых испытаний, а также результатами геофизической съемки морского дна, что должно быть подтверждено в отчете по инженерно-геологическим изысканиям.

Типы оборудования для выполнения геофизических исследований верхней части разреза включают в себя:

a) эхолоты и широкополосные батиметрические системы (в которых используется набор различных диапазонов работы батиметрического оборудования), с помощью которых определяют глубину моря и морфологию морского дна. Для морского дна с усложненным рельефом широкополосные системы имеют преимущество, поскольку обеспечивают более высокую плотность данных и лучшее определение изменчивой топографии. Батиметрические исследования следует сопровождать измерениями приливов и расчетами соответствующих поправок. Сейсмические данные 3D, полученные в целях проектирования разработки залежей, также представляют полезную информацию для создания батиметрических карт на глубоководных участках. Эти данные следует использовать только для предварительных оценок, поскольку их разрешение может быть порядка нескольких метров - в зависимости от изменчивости батиметрии;

b) донные акустические профилографы (настраиваемые измерительные преобразователи) идентифицируют структурные объекты в пределах приповерхностных отложений.

Примечание - Системы такого типа могут также предоставлять данные для отображения границы "вода - дно" или для визуализации поверхности морского дна;

c) сейсмические источники, такие как бумеры (приборы с электродинамическими излучателями) или мини-спаркеры (приборы с электроискровыми излучателями), могут определять структуру приблизительно на глубину до 100 м ниже поверхности дна. Одиночные или настраиваемые группировки спаркеров, пневмопушек, водяных пушек или газовзрывных сейсмоисточников могут определять структуру массива на больших глубинах и увязывать получаемые данные с данными глубинных сейсмических исследований коллектора. Сигналы от сейсмического источника принимаются одноканальными аналоговыми или многоканальными гидрофонами. Цифровая обработка записанных сигналов улучшает качество записанных изображений и удаляет посторонние шумы, а также кратные волны записанных сигналов;

d) аппаратура для работ методом преломленных волн может обеспечить получение информации по стратификации придонного грунтового массива в пределах нескольких метров от поверхности морского дна.

Типы оборудования для выполнения "визуальных" осмотров включают в себя:

a) гидролокатор бокового обзора, который предоставляет данные для определения объектов на дне моря и для оценки отражательной способности поверхности дна.

Примечание - Измерения отраженного рассеяния от некоторых широкополосных систем могут также предоставить информацию о морфологии;

b) акустические профилографы (см. перечисление b) выше).

Помимо данных инженерно-геологических скважин полезными для калибровки результатов и улучшения разрешения геологической информации являются данные отбора приповерхностных проб отложений с использованием гравитационного, поршневого, черпакового или вибрационного пробоотборника, а также результаты статического CPT-зондирования грунта вдоль геофизических профилей.

Для получения дополнительной информации о поверхности морского дна рекомендуется проводить прямые видеонаблюдения поверхности дна с помощью камер, установленных на дистанционно управляемых подводных аппаратах (ROV) или автономных подводных аппаратах (AUV), а также наблюдения с обитаемого подводного аппарата. Полученные видеоданные могут быть также использованы для подтверждения или детализации геологических условий морского дна.

6.3 Инженерно-геологическая модель и идентификация опасных геологических процессов

6.3.1 Общие положения

Характер, интенсивность и период повторяемости потенциально активных геологических процессов следует оценивать на основе исследований площадки. Корректное аналитическое моделирование может обеспечить получение входной информации для оценки воздействия активных геологических процессов на конструкции и фундаменты. Из-за неопределенностей, связанных с определением характеристик этих процессов, полезным для разработки критериев проектирования может оказаться параметрический подход.

Инженерно-геологическая модель разрабатывается с учетом предполагаемой истории процесса осадконакопления. Геофизические данные следует интерпретировать в рамках принятой гипотезы. Объекты в пределах одного и того же геологического периода следует картировать вместе. Объекты, не связанные с конкретным процессом, следует картировать раздельно. При необходимости выбранная схема картирования должна подвергаться корректировке в целях достижения согласованности между данными и моделью. Предполагается, что по результатам этапа геологического моделирования в отчете о геотехнических исследованиях оказывается возможным представить характер развития геологических объектов во времени и оценить, какое влияние идентифицированные объекты смогут оказать в будущем на инженерные сооружения.

Некоторые наиболее типичные геологические процессы, явления и условия обсуждаются в 6.3.2-6.3.7.

6.3.2 Сейсмичность района

Территория считается сейсмоопасной на основе исторических записей о землетрясениях (их частоте и интенсивности) или на основе схемы тектонического районирования региона. Дополнительную информацию см. в ГОСТ Р 57123.

Анализ сейсмичности включает в себя исследование возможной неустойчивости придонных грунтов вследствие разжижения, подводных оползней, вызванных сейсмической активностью; расположение сейсмогенных разломов относительно площадки; особого характера движений грунта, прогнозируемых в течение жизненного цикла сооружения, а также оценку ожидаемого уровня сейсмических воздействий для планируемых операций. Сооружения на мелководье, подверженные опасности цунами, должны быть оценены с точки зрения последствий результирующих воздействий.

6.3.3 Разломы

На некоторых морских акваториях плоскости разломов могут простираться до поверхности дна и нести в себе угрозу неконтролируемых вертикальных и горизонтальных смещений. Смещение разлома может возникнуть в результате тектонической активности, миграции флюидов из глубоких коллекторов или длительной ползучести, обусловленной крупномасштабной седиментацией или эрозией. Размещение объектов в непосредственной близости от разломов, пересекающих поверхность морского дна, по возможности должно быть исключено.

Если в силу каких-либо причин предполагается размещение сооружения вблизи потенциально активных разломов, при проектировании необходимо учитывать воздействие смещения разлома на фундамент в будущем. Если установлено, что эти эффекты воздействия несут в себе потенциальную угрозу, необходимо оценить интенсивность и временную шкалу предполагаемых смещений и использовать соответствующие результаты при проектировании сооружений.

6.3.4 Неустойчивость морского дна

Движение морского дна может быть вызвано гидродинамическим давлением от морских волн, землетрясениями, собственным весом грунта, разложением газогидратов, выходом мелкозалегающего газа, смещением разломов или другими геологическими процессами. Слабые, неконсолидированные отложения, залегающие в местах, где наблюдается значительное волновое давление, могут оказаться неустойчивыми даже при очень малых углах наклона поверхности дна. Землетрясения могут вызывать обрушение подводных склонов, которые являлись устойчивыми под действием собственного веса и волн.

Быстрое осадконакопление (такое, как в случае активно растущих дельт), низкая прочность грунтов, собственный вес грунта, а также волновое давление представляют собой основные факторы, контролирующие геологические процессы, в результате которых происходит постоянное склоновое движение грунтовых масс. В этих условиях при проектировании необходимо учитывать эффекты крупномасштабного движения отложений (грязевые оползни и обрушения) на участках, подверженных активному волновому давлению, склоновые движения вследствие процессов ползучести в грунтах на участках, непосредственно не подверженных волновому воздействию, а также возможные последствия эффектов размыва и/или накопления осадков для работы конструкций фундамента.

Объем исследований площадки на участках потенциальной неустойчивости должен включать выявление метастабильных геологических объектов вблизи площадки и определение физических характеристик грунта, необходимых для моделирования и количественной оценки движений поверхности дна.

Оценка на основе геотехнических расчетов параметров движений грунта как функции глубины относительно поверхности дна моря может использоваться для прогнозирования воздействий на элементы конструкции. Геологические исследования, использующие исторические батиметрические данные или определение возраста отложений, могут быть использованы для количественной оценки скорости осадконакопления в ходе расчетного жизненного цикла сооружения.

6.3.5 Эрозия дна и перенос осадков

Размыв (эрозия дна), определяемый как перемещение грунтов морского дна от воздействия льда, волн, течений и работы движителей судов, сопровождается удалением грунта в различных по размерам зонах на морском дне. Эрозия может возникать в результате естественных геологических/литодинамических процессов или может быть техногенно обусловленной и вызываться различными донными сооружениями, перекрывающими естественные потоки наносов на морском дне.

Как показывают наблюдения, изменчивость рельефа морского дна можно охарактеризовать как совокупность нескольких факторов:

a) локальный размыв:

- крутонаклонные котловины размыва вокруг элементов фундамента, таких как отдельные сваи или куст свай;

b) общий размыв:

- размываемые на небольшую глубину участки большой протяженности вокруг сооружения, обусловленные глобальным гидродинамическим воздействием на сооружение, взаимовлиянием нескольких соседних сооружений или сложным взаимодействием типа "волнение - грунт - сооружение";

c) общее движение морского дна за счет перемещения песчаных валов, долин и отмелей, которое имеет место и при отсутствии сооружения:

- такие движения могут приводить к однонаправленному понижению/повышению уровня дна или к повторяющимся циклам таких явлений. Установка искусственных сооружений способна изменять местный режим транспорта отложений, что может усиливать эрозию, вызывать осадконакопление, но может и не оказывать существенного итогового воздействия.

Размыв может приводить к снижению вертикальной и боковой поддержки фундаментов, вызывая нежелательную дополнительную осадку фундаментов мелкого заложения и повышенные напряжения в структурных элементах фундамента. Когда существует вероятность размыва, этот фактор необходимо непосредственно учитывать в расчетах и/или разрабатывать технические решения по его ослаблению [см. А.8.1.4.2.7, пункт g) и А.8.5.6 (приложение А)] до уровня, не представляющего угрозы для безопасности эксплуатации сооружения в течение расчетного срока службы.

6.3.6 Придонный газ

Наличие биогенного или петрогенного газа в поровой воде мелкозалегающих грунтов является важным аспектом проектирования фундамента. Природный газ в грунтовом массиве может быть либо газообразным (присутствует в виде газа, растворенного в находящейся в поровом пространстве жидкости, или в виде свободного газа), либо связанным с водой в твердой форме (известной, как газогидраты). Помимо того, что это осложняет бурение геотехнических скважин в ходе геологического исследования площадки (см. ГОСТ Р 57123) и бурение глубоких нефтяных скважин, фактор наличия мелкозалегающего газа должен быть учтен при исследовании свойств грунтов основания. Эффекты растворения и расширения газа в извлеченных образцах могут оказать влияние на результаты лабораторных исследований и привести к искажению значений характеристик геотехнических условий.

6.3.7 Оседания морского дна

Характер грунтовых условий, а также процессы в коллекторе и процесс извлечения углеводородов должны быть исследованы с точки зрения возможности развития оседания морского дна в течение жизненного цикла месторождения. Ожидаемая величина оседания морского дна, обусловленная сжатием коллектора, должна быть учтена при назначении клиренса (возвышения палубы на поверхностью моря) проектируемого сооружения. Величина оседания поверхности морского дна зависит от размеров коллектора, сжимаемости пород коллектора и прогнозируемого падения давления.

6.4 Карбонатные грунты

При выполнении исследований площадок, геологическое строение которых не изучено, либо расположенных на территории, для которой известно или предполагается присутствие карбонатных осадков, необходимо применять диагностические методы, позволяющие устанавливать наличие карбонатных грунтов. Если пески или илы, находящиеся в основании сооружения, содержат карбонатный материал в долях свыше 15 %-20 %, это может отрицательно сказаться на работе фундамента, и тогда следует разрабатывать специальную программу полевых и лабораторных испытаний [см. А.6.4 (приложение А) и ГОСТ Р 57123].

7 Проектирование фундаментов мелкого заложения

7.1 Общие положения

Фундаменты мелкого заложения в контексте настоящего стандарта включают в себя фундаменты, размещаемые непосредственно на морском дне без заглубления, а также заглубленные фундаменты с максимальным заложением, равным половине минимального размера в плане, т.е. для коэффициента заглубления не выше 0,5. Представленные методические указания могут быть использованы при проектировании фундаментов с коэффициентом заглубления до 1,0, однако в этих случаях необходимо заключение специалиста-геотехника по результатам дополнительного изучения данных.

Примечание - При выполнении расчетов необходимо использовать такой подход (либо описанный в настоящем стандарте, либо предлагаемый СП 369.1325800.2017), который обеспечивает более жесткие требования к надежности и безопасности фундамента.

Расчетные формулы, приводимые ниже для оценки устойчивости (первая группа предельных состояний) и пригодности к нормальной эксплуатации по перемещениям (вторая группа предельных состояний) фундаментов мелкого заложения, основаны на теоретических решениях для случаев простой структуры грунтового массива и идеализированной реакции грунта (постоянная или линейно увеличивающаяся с глубиной прочность или жесткость грунта и механические свойства грунта в полностью дренированном или недренированном состоянии). Формулы следует применять только для расчетных ситуаций, одинаковых с теми, для которых они были получены, или для таких, для которых их применимость может быть обоснована. Дополнительные формулы, которые могут использоваться для расчетов, приведены в А.7 (приложение А) вместе с обсуждением ограничений и альтернативными подходами.

В настоящем разделе рассматриваются вопросы проверки по предельным состояниям, характеризующим работу грунта, и не затрагиваются вопросы обеспечения целостности конструкции фундамента. В качестве общих указаний необходимо отметить следующее:

- изначально приводимые рекомендации предназначались для расчета временных фундаментов, таких как донные плиты с неглубокой юбкой для платформ типа "джекет", используемые для устройства временного опирания на дно в ходе строительства, в предположении идеализированных грунтовых условий;

- представленные методы применяются для расчетных ситуаций с основными сочетаниями нагрузок, включающими постоянные нагрузки и переменные (временные) нагрузки, в составе которых для удобства расчетов отдельно выделяют нагрузки от природных воздействий (ветра, волн и течений, дрейфующего льда); если нагрузки порождаются переходными или циклическими воздействиями, то они трактуются как квазистатические. В случаях, когда требуется выполнение более сложных динамических расчетов с учетом инерционных нагрузок на конструкции сооружения или грунты основания (например, при сейсмическом воздействии), необходимо проведение специальных исследований;

- данные рекомендации также могут быть применены при проектировании фундаментов сооружений длительной эксплуатации. Это допускается применительно к расчетным ситуациям с простыми схемами приложения нагрузок и для простых геологических условий. Рекомендации могут быть также применены в случае, если возможное разрушение фундамента приведет к перемещениям (поступательным и/или угловым), для которых подтверждены минимальные по своим характеристикам экологические и экономические последствия, а также последствия в области промышленной безопасности (если такие допустимые уровни последствий установлены действующими нормами);

- для выполнения расчетов при проектировании фундаментов мелкого заложения в более сложных природных условиях и, соответственно, расчетных ситуациях (сложное геологическое строение основания, разнонаправленные циклические нагрузки, в том числе ситуации с существенным изменением давления на основание вследствие переменности уровня поверхности моря) необходимо использование более точных альтернативных подходов. При анализе сложных расчетных ситуаций для подтверждения того, что критерии проектирования выполняются, могут быть использованы различные передовые расчетные методы, например такие, как МКЭ-моделирование. Оценку предельного состояния по критерию выдергивания/отрыва необходимо выполнять с детальным исследованием следующих аспектов: отрицательное поровое давление (эффект присоса), адгезионные и фильтрационные характеристики грунта, пути дренирования, длительность воздействий, геометрия фундамента. В случаях, когда исключены другие критические механизмы разрушения системы "фундамент - сооружение" (например, отделение фундамента от морского дна вследствие дренирования), оценка сопротивления выдергиванию может быть выполнена с помощью представленных ниже и в А.7 (приложение А) соответствующих формул для несущей способности по грунту при сжимающих нагрузках, но рассматривая "обратный" механизм исчерпания несущей способности при растягивающих нагрузках;

- при расчетах массивных сооружений (бетонных, стальных, комбинированных) с фундаментом гравитационного типа, а также морских мобильных буровых установок требования настоящего раздела должны быть дополнены и/или модифицированы с учетом требований, приведенных в ГОСТ Р 59997, [5] и [8].

Во многих ситуациях оправдано применение фундаментов, подошва которых снабжена по контуру юбочной конструкцией, вертикальные ребра которой проникают в морское дно. Если площадь фундамента значительна, может потребоваться размещение внутри юбки дополнительных ребер, создающих под подошвой фундамента отсеки. Наличие юбки в большинстве случаев (I) повышает устойчивость фундамента, (II) уменьшает деформации фундамента и (III) уменьшает размыв морского дна в основании фундамента.

При проектировании фундаментов мелкого заложения, снабженных юбкой, внедряемой в морское дно, следует учитывать следующие аспекты:

- необходимо соответствующее обоснование при переносе параметров нагрузок, действующих на поверхности дна, на уровень концов ребер юбки, как описано в А.7.2.3 (приложение А);

- при оценке устойчивости на основе нагрузок, действующих на уровне ребер юбки, необходимо выполнить проверку, что внедрение ребер в основание является достаточным для предотвращения разрушения грунта внутри отсеков юбки, что может снизить общую несущую способность. Минимально необходимая глубина внедрения юбки в более прочный грунт для обеспечения этого условия составляет приблизительно от 1/10 до 1/5 от межреберного расстояния, при этом точные значения зависят от геологического разреза конкретной площадки и нагрузок на фундамент. Расчетное значение необходимого внедрения должно быть подтверждено соответствующим расчетом с учетом исходных данных по площадке;

- требуется оценить реализуемость необходимого внедрения юбки. В случае, если полное внедрение юбки недостижимо, необходимо проведение дополнительного расчетного обоснования устойчивости фундамента.

7.2 Методологические основы

7.2.1 Общие принципы

При оценке устойчивости фундаментов мелкого заложения необходимо руководствоваться следующими общими принципами:

- исчерпание несущей способности с вовлечением глубинных сдвигов представляет собой механизм разрушения с критическими сочетаниями вертикального смещения, боковых смещений или наклонов фундамента; исчерпание несущей способности по схеме плоского сдвига или поворота представляет собой механизм разрушения, при котором фундамент смещается или вращается только в горизонтальной плоскости;

- расчеты устойчивости фундамента выполняются по методу предельных состояний (методу предельного равновесия), в которых обеспечивается равновесие между совокупностью расчетных нагрузок и расчетным сопротивлением. При этом необходимо определить схему и расположение в грунтовом массиве критического механизма разрушения (предельные состояния первой группы), которые в общем случае зависят от расчетных нагрузок, геологического разреза основания и геометрии фундамента. Необходимо также выполнить оценку чрезмерных (критических) смещений и деформаций грунта основания (предельные состояния второй группы); в случае недопустимых значений рекомендуется выполнение расчетов по усложненным методикам, обеспечивающим получение более точных результатов;

- расчеты, выполняемые на основе альтернативных методов, должны содержать обоснование всех сделанных предположений и подтверждение, что использование принятого метода не приводит к снижению надежности фундамента;

- значения расчетных нагрузок следует определять с учетом расчетного срока эксплуатации сооружения;

- при выполнении проектных расчетов необходимо учитывать существующий уклон поверхности морского дна, а также допустимые отклонения фундамента от горизонтали при строительстве. Допустимый угол наклона фундамента должен быть указан в проектной документации;

- расчеты следует выполнять для недренированного состояния, когда отсутствует дренирование и поэтому при нагружении не происходит диссипации избыточного перового давления. Такая ситуация может иметь место вследствие высокой скорости нагружения или при наличии водонепроницаемых пород в основании. В ситуациях, когда избыточное поровое давление в ходе нагружения не наблюдается, расчеты следует выполнять для дренированного состояния грунта. Расчеты фундаментов, устраиваемых на частично дренируемых грунтах, являются сложной задачей, и в этих случаях требуется применение специальных моделей для оценки работы фундамента при приложении нагрузок;

- при проектировании определяющими могут оказаться предельные состояния второй группы (по критерию пригодности к нормальной эксплуатации), а не предельные состояния первой группы (по критерию устойчивости), и тогда расчетные перемещения фундамента должны быть сопоставлены с допустимыми значениями. Обоснование применения такого подхода зависит от типа сооружения и метода его строительства или установки на площадке. Определение соответствующего модуля деформации грунта (в том числе с учетом его возможной зависимости от уровня деформаций) является ответственным моментом при проверке критерия пригодности к нормальной эксплуатации;

- в расчетах необходимо учитывать конструктивные особенности подошвы фундамента, включая наличие отверстий, предусмотренные проектом.

7.2.2 Правила знаков, обозначения и точка приложения равнодействующей нагрузок

Вертикальная (Q), горизонтальная (H), опрокидывающая (M) и крутящая (T) нагрузки на фундамент предполагаются приведенными к одной точке, называемой точкой приведения, которая расположена в центре площади фундамента на уровне поверхности дна моря (рисунок 1, точка RP). Через эту точку воздействия передаются на конструкцию фундамента. Векторы H и M могут лежать в одной плоскости.

a) Нагрузки	b) Смещения и повороты
c) Реакция морского дна

Рисунок 1 - Правила знаков, обозначения и точка приведения нагрузок при расчете фундаментов мелкого заложения

7.2.3 Передача нагрузок

Схема передачи нагрузок на заглубленный фундамент с уровня поверхности дна на базовый уровень (как правило, уровень подошвы фундамента без юбки или уровень нижнего края ребер юбки для фундамента, снабженного юбкой) должна определяться в соответствии с указаниями, приведенными в А.7.2.3 (приложение А).

7.2.4 Расчетная идеализация площади фундамента и понятие эффективной площади

Вычислительные методы, приводимые в настоящем стандарте, основаны на концепции эффективной площади. Эффективная площадь фундамента определяется в соответствии с А.7.2.4 (приложение А), где также описывается идеализированная форма площади фундамента для использования в рамках методов предельного равновесия.

Метод эффективной площади может оказаться некорректным в ситуациях с сильносжимаемыми или слоистыми грунтами, а также для фундаментов с юбкой, устраиваемых на мягких грунтах и/или находящихся под действием значительного по величине опрокидывающего момента. В таких случаях требуется проведение специальных расчетов.

В дренированных условиях предполагается, что горизонтальные и вертикальные нагрузочные эффекты действуют только в пределах эффективной площади фундамента. В недренированных условиях нагрузочные эффекты следует рассматривать как распределяемые по большей площади, чем эффективная площадь фундамента, за счет фактора разряжения (по отношению к давлению внешней среды) в зоне контакта между подошвой фундамента и морским дном (в предельном случае речь может идти о полной площади фундамента). В этом случае проект должен содержать расчеты, подтверждающие, что результирующее распределение напряжений в основании физически возможно и не может привести к реализации нового механизма разрушения с более низким уровнем несущей способности фундамента.

7.3 Критерии проектирования и расчетные сценарии

7.3.1 Коэффициенты надежности по нагрузкам и по материалу

При расчетах устойчивости фундамента необходимо выполнение следующих требований:

- характеристики прочности грунта следует определять с использованием коэффициента надежности по материалу  = 1,25, за исключением случаев, указанных ниже или в А.7 (приложение А). В случаях, когда геотехнические данные имеются в недостаточном объеме, имеет место значительная неопределенность в геологических условиях площадки строительства, существует высокая степень неопределенности относительно потенциально возможных механизмов разрушения основания или обоснованных аналитических методов расчета, допускается обоснованное увеличение указанного выше значения коэффициента надежности. Согласно ГОСТ Р 54483 для расчетных ситуаций с особыми нагрузками аномального типа допускается использование коэффициента надежности по материалу 1,0;

- частные коэффициенты надежности по нагрузке следует определять на основе указаний соответствующих стандартов по шельфовым соединениям. Вес грунта, включая грунт в отсеках юбки, в общем случае следует принимать с коэффициентом надежности по грунту, равным единице (см. 7.3.4.1). В некоторых ситуациях коэффициент надежности по нагрузке от давления грунта может приниматься ниже или выше 1,0 для обеспечения достаточного уровня надежности фундамента, что должно быть обосновано в проекте;

- корректные значения частных коэффициентов надежности по нагрузкам и по материалу следует последовательно применять в рамках всего проекта. Следует отметить, что соотношение между результирующими расчетными значениями горизонтальной и вертикальной нагрузок на фундамент оказывает существенное влияние на многие расчетные формулы, представленные в А.7 (приложение А).

При вычислении перемещений для проверки критериев пригодности к нормальной эксплуатации все частные коэффициенты надежности по нагрузкам и по материалу в общем случае устанавливаются равными единице. Однако в ситуациях, когда смещение фундамента, превышающее допустимое, может приводить к неприемлемым последствиям или когда критерий пригодности к нормальной эксплуатации является определяющим при проектировании фундамента, допускается в целях обеспечения достаточного уровня надежности проекта использование коэффициентов надежности, отличных от единицы. В таких случаях в проектную документацию должно быть включено соответствующее обоснование.

7.3.2 Применение критериев проектирования

Для построения расчетной огибающей, характеризующей предельную несущую способность основания (график ПНС), могут использоваться апробированные численные методы или формулы, представленные в 7.4, с применением соответствующего коэффициента надежности по материалу. Типичные примеры таких огибающих представлены на рисунке 2. После построения графиков ПНС может быть выполнена проверка критериев предельных состояний, включенных в настоящий стандарт, путем нанесения расчетных значений нагрузок (определенных с соответствующими коэффициентами надежности) на полученные графики.

7.3.3 Особые случаи

Для оценки устойчивости фундамента для расчетной ситуации установки сооружения на дно оценку устойчивости достаточно выполнить только с учетом вертикальных нагрузок. В этом случае предельное состояние по критерию устойчивости должно проверяться с использованием коэффициента надежности по грунту  = 1,5. Увеличенный коэффициент надежности по грунту в этом случае приводит к увеличению запаса по критерию устойчивости при операции установки сооружения на точку; при этом обеспечивается также выполнение критериев пригодности к нормальной эксплуатации, поскольку результирующие значения расчетной осадки/внедрения в грунт для фундамента оказываются незначительными.

a) Недренированные условия

b) Дренированные условия

1 - график ПНС для проверки по предельным состояниям первой группы для недренированных условий (глубинный сдвиг/плоский сдвиг); 2 - точка, показывающая расчетные нагрузки; 3 - точка, показывающая нормативные нагрузки; 4 - область допустимых расчетных нагрузок; 5 - график ПНС для проверки по предельным состояниям первой группы для дренированных условий (глубинный сдвиг); 6 - график ПНС для проверки по предельным состояниям первой группы для дренированных условий (плоский сдвиг); X - горизонтальная нагрузка; Y - вертикальная нагрузка

Рисунок 2 - Огибающие, характеризующие предельную несущую способность основания (графики ПНС), для проверки критериев устойчивости фундаментов мелкого заложения в недренированных и дренированных условиях

Для ситуаций, в которых выполнены требования по критериям устойчивости для всех возможных механизмов разрушения, соответствующих устройству фундамента на очень прочных грунтах (например, на сцементированном грунтовом массиве), необходимо выполнить проверку, что при расчетных нагрузках отсутствует возможность нарушения устойчивости по причинам, отличным от геотехнических.

7.3.4 Дополнительные аспекты проектирования

7.3.4.1 Учет веса грунтовой пробки при проектировании фундаментов с юбками

Представленная в настоящем стандарте расчетная формула для вычисления несущей способности предполагает одинаковый уровень поверхности грунта внутри и снаружи юбки фундамента. Однако возможны ситуации, в которых это предположение не выполняется:

- уровень грунта относительно нижнего края ребер юбки может быть внутри юбочной конструкции выше, чем снаружи юбки, что может иметь место в случае интенсивного размыва;

- уровень грунта относительно нижнего края ребер юбки может быть внутри юбочной конструкции ниже, чем снаружи юбки, что может иметь место, если фундамент (его подошва и юбка) внедряются в грунт глубже, чем высота ребер юбки.

В случаях, когда имеет место указанное различие в уровне грунта, расчетное значение вертикальной нагрузки должно быть скорректировано на величину:

,

(1)

где - изменение в расчетном значении вертикальной нагрузки для учета разницы в значениях вертикальных эффективных напряжений в грунте на уровне нижнего края юбки. Коэффициент надежности по нагрузке от веса грунта в общем случае принимается равным единице;

- природное эффективное давление вышележащего грунта на уровне нижнего края юбки в пределах площади юбки (равное , где - удельный вес грунта в воде, - толщина слоя грунта внутри юбки);

- природное эффективное давление вышележащего грунта на уровне нижнего края юбки вне площади юбки (равное , где - толщина слоя грунта снаружи юбки);

A - фактическая площадь фундамента в поперечном разрезе.

Аналогичный подход может быть использован для расчета фундаментов мелкого заложения без юбочных конструкций. При оценке корректирующей поправки для вертикальной нагрузки необходимо обосновать сделанные предположения при использовании формулы (1).

7.3.4.2 Горизонтальная компонента сопротивления массива донного грунта, расположенного выше подошвы фундамента

Фундаменты мелкого заложения с юбками или без них, но с заглубленной подошвой, могут иметь повышенное сопротивление плоскому сдвигу за счет действия грунта, расположенного выше нижнего края юбки. При надлежащем обосновании указанное дополнительное сопротивление может быть учтено в схеме передачи горизонтальной нагрузки на базовую плоскость фундамента и использовано, например, в расчетах коэффициентов, учитывающих наклон. Значения всех компонент горизонтального сопротивления конструкций фундамента, расположенных выше базового уровня, следует принять пониженными с использованием коэффициента надежности по материалу, приведенного в 7.3.1. В некоторых случаях вклад грунта, находящегося выше уровня нижнего края юбки, в общее сопротивление сдвигу оказывается сниженным вследствие нарушений в структуре массива при установке сооружения или вследствие особенностей геологического разреза (например, в результате образования трещин в зоне растяжения грунта). В таких ситуациях необходимо количественно обосновать учет этого фактора.

Необходимо учитывать эффект размыва. Если оценка размыва не выполняется, то в рамках консервативного подхода (в запас по несущей способности фундамента) пассивное сопротивление грунта перед юбкой должно быть в рассматриваемом случае исключено из расчета при наличии в основании грунтов, склонных к размыву, поскольку их вклад в сопротивление грунта не может быть гарантирован.

Дополнительное горизонтальное сопротивление , которое может быть достигнуто при взаимодействии морского дна и фундамента на базовой поверхности, может быть приближенно вычислено с помощью формул (2) и (3).

Общее горизонтальное сопротивление грунта определяется как сумма .

Для недренированных условий дополнительное горизонтальное сопротивление может быть вычислено по формуле

,

(2)

где - горизонтальное сопротивление грунта за счет активного и пассивного давления грунта на ребра юбки фундамента;

K _ru - коэффициент горизонтального отпора грунта в недренированных условиях [см. А.7.3.4.2 (приложение А)];

s _u,ave - нормативное значение недренированной прочности грунта на сдвиг на базовой плоскости фундамента для случая линейного роста недренированной прочности изотропного грунта с глубиной;

- коэффициент надежности по грунту (см. 7.3.1);

A _h - вертикальная площадь проекции фундамента в направлении сдвига.

Для дренированных условий дополнительное горизонтальное сопротивление может быть вычислено по формуле

,

(3)

где - дополнительное горизонтальное сопротивление, достигнутое на базовой поверхности фундамента;

K _rd - коэффициент горизонтального отпора грунта в дренированных условиях с учетом коэффициента надежности по грунту [см. А.7.3.4.2 (приложение А)];

- нормативное значение среднего удельного веса грунта в воде, расположенного выше уровня заглубления фундамента;

D _b - глубина расположения базовой плоскости фундамента;

A _h - вертикальная площадь проекции фундамента в направлении сдвига,

7.3.4.3 Фундаменты мелкого заложения на слабых грунтах

В мягких грунтах (например, нормально консолидированных глинах) фундаменты могут внедряться в морское дно на глубину, на которой несущая способность основания может оказаться равной приложенной нагрузке, что означает отсутствие запаса по несущей способности. Допустимая неравномерная осадка сооружения зависит от типа сооружения и способа его установки на дно; данный аспект должен быть исследован в рамках процедур анализа чувствительности. Должны быть реализованы соответствующие мероприятия для минимизации неравномерных осадок в различных частях фундамента. Рекомендуется обеспечивать ограничение внедрения на приемлемом уровне.

Если фундамент проектируется для условий длительной эксплуатации, то рекомендуемые подходы включают в себя использование юбки для передачи воздействий на более глубокие (более прочные) слои грунта, увеличение площади фундамента или применение при строительстве схемы с предварительной дополнительной пригрузкой сооружения, чтобы тем самым обосновать выполнение требований по устойчивости фундамента при расчетных нагрузках.

7.3.4.4 Напряжения растяжения под подошвой фундамента

Возникновение растягивающих напряжений (по отношению к давлению окружающей воды) под подошвой фундамента, опирающегося на дно моря заглубления, должно быть исключено ввиду возможного снижения несущей способности грунтов основания в результате фильтрационного размыва - механизма эрозии, посредством которого быстрое движение воды может приводить к подмыву фундамента.

Фундаменты с юбкой (за исключением фундаментов с перфорированными донными плитами) могут противостоять временному растяжению посредством создания зон с отрицательным избыточным поровым давлением в областях между ограниченной ребрами грунтовой пробкой и днищем фундамента. Циклические растягивающие натяжения (по отношению к давлению окружающей воды) от волн с периодами порядка нескольких секунд обычно могут быть оценены как допустимые; в то же время растягивающие напряжения большей длительности могут потенциально быть приемлемыми для фундаментов с юбкой, устраиваемых на глинах с низкой проницаемостью. Рассматриваемая расчетная ситуация с вероятностью возникновения растягивающих напряжений требует выполнения специальных расчетов для обоснования надежности проекта фундамента.

Несущая способность фундамента на отрыв может анализироваться в рамках подхода, аналогичного расчету устойчивости основания на сжимающую нагрузку, но, рассматривая "обратный" механизм исчерпания несущей способности при растягивающих нагрузках, при условии, если в проекте непосредственно обосновано, что характеристики проницаемости грунта, возможные пути фильтрации, а также продолжительность воздействий и геометрия фундамента не создают опасности для реализации отрицательного избыточного порового давления, которое должно быть достигнуто для обеспечения "обратной" несущей способности.

7.3.4.5 Специфические грунты и аномальные геологические разрезы

Методы расчета, описанные в настоящем стандарте, были изначально предложены для проектирования фундаментов, опирающихся на массив морских грунтов, представляющий собой либо однородный полностью дренируемый грунт (песок), либо полностью недренируемый (глина). В случае других грунтов, таких как илистые отложения или другие грунты со свойствами неполного дренирования и/или сложным поведением при фильтрации, применяемые методы расчета должны быть дополнительно обоснованы. Фильтрационные и другие характеристики таких материалов, необходимые для выполнения расчетов, должны быть обоснованы с помощью специальных натурных и лабораторных испытаний.

При проектировании фундамента для устройства на основании со сложным геологическим разрезом (например, при наличии переслаивающихся грунтов) необходимо выполнение специальных расчетов для оценки опасности реализации особых механизмов разрушения: "протыкание" сваями несущего слоя, снижение несущей способности фундамента мелкого заложения вследствие наличия тонких слоев более слабого грунта на глубине и др. Дополнительное расчетное обоснование требуется также при устройстве фундамента на не горизонтальном или расчлененном дне.

7.3.4.6 Взаимодействие с другими сооружениями

При выполнении расчетов фундамента необходимо учитывать потенциальное влияние соседних конструкций, таких как опорные башмаки опор самоподъемных буровых установок или направляющих для забивки свай.

7.3.4.7 Составные фундаменты

Для фундаментов, состоящих из нескольких (соединенных между собой) частей, перераспределение нагрузок между ними в общем случае улучшает работу системы, что должно быть учтено в проекте. Взаимодействие между близко расположенными отдельными фундаментами может отрицательно влиять на несущую способность одного или нескольких из них и должно учитываться в расчетах. Взаимодействие между несколькими фундаментами необходимо учитывать при вычислении их осадок и/или поворотов.

7.3.4.8 Учет особенностей окружающего морского дна

При проектировании фундамента необходимо учитывать особенности грунтовых условий за пределами площади основания, поскольку это может влиять на работу фундамента. В первую очередь указанные особенности могут влиять на результаты расчетов устойчивости фундаментов, для которых определяющие механизмы разрушения обусловлены поверхностями разрушения, расположенными на большой глубине.

7.3.4.9 Наличие карбонатных грунтов

Случай наличия карбонатных отложений в основании проектируемого фундамента требует особого внимания. В целом фундаменты мелкого заложения могут применяться на карбонатных грунтах, однако при проектировании различие в поведении карбонатных грунтов и таких материалов, как кварцевый песок или глина, должно быть корректно учтено.

Дополнительное обсуждение карбонатных грунтов приведено в 6.4 и А.6.4 (приложение А), а в А.6.4.4.3 (приложение А) отдельно рассмотрены фундаменты мелкого заложения.

7.3.5 Альтернативный метод проектирования с использованием поверхностей скольжения

Общепризнано, что метод эффективной площади является консервативным, когда действующие на фундамент горизонтальная нагрузка и опрокидывающий момент имеют большие значения. Альтернативный метод расчета заключается в использовании явных функций текучести для построения полных поверхностей текучести непосредственно в пространстве переменных, характеризующих внешние воздействия: вертикальную нагрузку, горизонтальную нагрузку, опрокидывающий момент и вращение. Дополнительная информация по методу поверхностей текучести приведена в А.7.3.5 (приложение А).

7.3.6 Выбор значений характеристик грунта для расчетов

7.3.6.1 Значения сопротивления сдвигу, используемые в расчетах устойчивости

Безопасность эксплуатации фундаментов, включая фундаменты мелкого заложения, непосредственно зависит от качества выполненных инженерно-геологических изысканий на площадке, включая использованные методы определения прочностных и деформационных характеристик грунтов основания в натурных и лабораторных исследованиях. В ГОСТ Р 59996 содержится дополнительная информация по требованиям к составу и качеству исследований морского грунта.

Фактор неопределенности при определении нормативного значения сопротивления сдвигу может оказаться весьма существенным. Выбор некорректного значения сопротивления сдвигу может либо не позволить оптимизировать проект, либо привести к снижению запаса по критерию несущей способности. Можно выделить следующие источники неопределенности:

- неточное определение нормативных значений прочностных характеристик грунта, используемых в расчетных методах;

- изменчивость результатов измерений прочности (которые зависят от объема и состава исследований грунта, нарушенности структуры образцов, использованных методов испытаний и др.);

- многообразие подходов, методов и процедур, применяемых для оценки нормативных значений прочностных характеристик;

- объем испытаний, на основе результатов которых формируется массив данных для определения нормативных значений сопротивления сдвигу, параметров статистической изменчивости и погрешности измерений.

Указанные виды неопределенности относятся в равной степени и к дренированному, и к недренированному сопротивлению сдвигу. Выбор нормативных значений соответствующих характеристик необходимо осуществлять с учетом указанных факторов [см. А.7.3.6.1 (приложение А)].

7.3.6.2 Характеристики, используемые в расчетах на пригодность к нормальной эксплуатации

Выбор параметров для проверки критериев пригодности к нормальной эксплуатации должен учитывать вид рассматриваемого смещения/деформации. Например, если вычисляется максимально возможное ("верхняя граница") значение осадки, то следует получить набор согласованных друг с другом параметров грунта, отвечающих случаю наиболее сжимаемого грунта, который вероятен на площадке.

7.4 Устойчивость фундаментов мелкого заложения

7.4.1 Оценка несущей способности

7.4.1.1 Недренированные условия (случай постоянного по глубине сопротивления сдвигу)

Формула (4) является общей формулой для определения расчетного удельного сопротивления для недренированных условий для случая однородного изотропного грунта, когда недренированное сопротивление сдвигу имеет приблизительно постоянное по глубине значение под фундаментом:

,

(4)

где q _d - расчетное удельное значение вертикального сопротивления; при этом ;

N _c - коэффициент несущей способности недренированного грунта, равный 5,14;

s _u - нормативное значение недренированной прочности грунта на сдвиг;

- коэффициент надежности по материалу/грунту (см. 7.3);

K _c - поправочный коэффициент, который учитывает наклон нагрузки, форму фундамента, глубину заложения, наклон подошвы и наклон поверхности морского грунта.

Детали расчета величины K _c приведены в А.7 (приложение А).

Формула (4) применяется в ситуациях с приблизительно постоянным недренированным сопротивлением сдвигу вплоть до глубины, равной по крайней мере 2/3 ширины фундамента. Для ситуаций, когда недренированное сопротивление сдвигу имеет низкое значение непосредственно под фундаментом и растет с глубиной, могут реализовываться механизмы приповерхностного разрушения по схеме смятия. В этой ситуации удельная несущая способность может быть недооценена при использовании формулы (4), поэтому следует использовать рекомендации для линейно увеличивающегося с глубиной сопротивления сдвигу.

Для случая вертикальной центрально приложенной нагрузки к фундаменту с негладкой подошвой, размещаемому на уровне дна, когда подошва фундамента и поверхность дна горизонтальны, формула (4) преобразуется применительно к ленточному, круглому или квадратному фундаментам в формулы (5) и (6) (с соответствующим расчетным значением прочности грунта на сдвиг):

- случай бесконечно протяженного ленточного фундамента (асимптотическое значение при неограниченном увеличении длины):

,

(5)

- случай фундамента, имеющего форму круга или квадрата в плане:

.

(6)

7.4.1.2 Недренированные условия (случай линейно возрастающего с глубиной сопротивления сдвигу)

Формула (7) является общей формулой для определения расчетного значения удельной несущей способности для недренированных условий в ситуации с однородным анизотропным недренированным сопротивлением сдвигу, увеличивающимся приблизительно линейно с глубиной под фундаментом.

,

(7)

где q _d - расчетное удельное вертикальное сопротивление; при этом ;

F - поправочный коэффициент, являющийся функцией ;

N _c - коэффициент несущей способности недренированного грунта, равный 5,14;

s _u0 - нормативное значение недренированной прочности грунта на сдвиг на уровне базовой плоскости фундамента (на уровне нижнего края юбки для фундамента с юбкой);

к - скорость возрастания нормативного значения недренированной прочности грунта на сдвиг с глубиной;

- минимальный эффективный боковой размер фундамента (см. 7.2.4);

K _c - поправочный коэффициент, учитывающий наклон вектора нагрузки, форму фундамента, глубину заложения, наклон базовой плоскости фундамента и наклон поверхности дна моря;

- коэффициент надежности по материалу/грунту (см. 7.3).

Детали расчета величин F и K _c приведены в А.7 (приложение А).

7.4.1.3 Дренированные условия

Формула (8) является общей формулой для определения расчетного значения удельной вертикальной несущей способности для дренированных условий.

,

(8)

где q _d - расчетное удельное вертикальное сопротивление при отсутствии горизонтальных нагрузок; при этом ;

N , N _q - коэффициенты несущей способности в дренированных условиях, являющиеся функциями ;

K , K _q - поправочные коэффициенты, учитывающие наклон вектора нагрузки, форму фундамента, глубину заложения, наклон базовой плоскости и наклон поверхности дна моря;

- нормативное значение удельного веса грунта в воде;

- природное давление вышележащего грунта на уровне базовой плоскости фундамента (на уровне нижнего края юбки для фундамента с юбкой); необходимо выполнять соответствующую корректировку согласно 7.3.4.1);

- минимальный эффективный боковой размер фундамента (см. 7.2.4).

Полное представление коэффициентов K и величин N _q и N  функций эффективного угла внутреннего трения приведено в А.7 (приложение А).

В формуле (8) намеренно опущены слагаемые, отражающие вклад сцепления и соответствующего коэффициента несущей способности N _c. Это сделано по причине того, что ситуации, где такой вклад заметен, очень редки. Решение об учете данного фактора в расчетах по формуле (8) должно быть обосновано в проекте. Дополнительные рекомендации приведены в А.7 (приложение А).

Для случая вертикального центрированного нагружения фундамента, размещаемого на поверхности дна, и когда подошва фундамента и поверхность дна являются горизонтальными, формула (8) может быть записана в сокращенной форме:

- случай бесконечно протяженного ленточного фундамента (асимптотическое значение при неограниченном увеличении длины):

,

(9)

- случай фундамента, имеющего форму круга или квадрата в плане:

.

(10)

7.4.2 Оценка сопротивления сдвигу

7.4.2.1 Общие положения

При оценке несущей способности фундамента на сдвиг необходимо тщательно проанализировать геотехнические данные на предмет идентификации слабонесущих слоев, возможно, ограниченной протяженности, через которые потенциально могут проходить определяющие поверхности разрушения.

После оценки устойчивости фундамента с помощью формул, приведенных в 7.4.1, максимальная горизонтальная несущая способность должна быть ограничена значением, определенным для механизма чистого сдвига, в соответствии с формулой (11) или (12).

7.4.2.2 Недренированные условия

Несущую способность на сдвиг фундамента с негладкой подошвой или фундамента с юбкой при корректно подобранном отношении высоты ребер к расстоянию между ребрами (в этом случае рассматривается сдвиг по плоскости, проходящей по нижнему краю юбки) для недренированных условий вычисляют по формуле

,

(11)

где H _d - расчетная несущая способность по критерию чистого сдвига;

s _u0 - нормативное значение недренированной прочности грунта на сдвиг на уровне подошвы фундамента (на уровне нижнего края юбки для фундаментов с юбками);

- коэффициент надежности по материалу/грунту (см. 7.3);

A - фактическая площадь подошвы фундамента.

Для недренированных условий допускается применение подхода с коэффициентом трения грунта для снижения недренированной прочности грунта на поверхности взаимодействия фундамента и грунта. Значение меняется от 0 (абсолютно гладкая поверхность) до 1 (полностью шероховатая поверхность) и может быть определено с помощью специальных испытаний при надлежащем учете шероховатости подошвы фундамента.

В случае, когда в теле грунтового массива прогнозируется недренированный отклик, может оказаться правильным подход, при котором слой грунта вдоль подошвы рассматривается как дренируемый. Аналогичным образом следует учитывать возможность дренированного или частично дренированного скольжения вдоль песчаной прослойки в пределах надежного глинистого слоя.

Несущая способность на сдвиг поверхностного фундамента, устроенного на глинистом основании, определяющим образом зависит от недренированного сопротивления сдвигу на поверхности дна и от фактической площади контакта, причем оба фактора являются в большой степени неопределенными. Поэтому, если схема сдвига определяет ведущий механизм разрушения, целесообразно рассмотреть конструкцию фундамента с юбкой.

7.4.2.3 Дренированные условия

Для определения дренированной несущей способности фундамента по критерию сдвига по его подошве (или по плоскости, проходящей по нижнему краю юбки для фундамента с юбкой при корректно подобранном отношении высоты ребер к расстоянию между ребрами) может быть применена формула

,

(12)

где H _d - расчетное значение сопротивления чистому сдвигу;

Q - расчетное значение вертикальной нагрузки для рассматриваемой расчетной ситуации. При этом необходимо учитывать, что в ситуациях, когда увеличение вертикальной нагрузки обеспечивает более высокую несущую способность на сдвиг, следует применять коэффициент надежности по нагрузке меньше единицы;

- нормативное значение эффективного угла внутреннего трения;

- коэффициент надежности по материалу/грунту (см. 7.3).

Формула (12) подразумевает, что на границе подошвы фундамента и основания сопротивление сдвигу по грунту может быть достигнуто в максимально возможной степени (т.е. предполагается полный контакт грунта по грунту). Корректность такого предположения должна быть обоснована в каждом конкретном случае. В некоторых расчетных ситуациях оправданным является подход, когда вместо угла внутреннего трения грунта () используется угол трения грунта по поверхности подошвы фундамента (). Значение может быть определено с помощью специальных испытаний с учетом шероховатости подошвы фундамента.

7.4.3 Оценка сопротивления при сдвиге с поворотом

Наличие крутящих нагрузок снижает общую несущую способность и сопротивление сдвигу фундаментов мелкого заложения. Для методов расчета несущей способности (7.4.1) или сопротивления сдвигу (7.4.2) отсутствуют поправочные коэффициенты, учитывающие фактор крутящих нагрузок. Анализ соответствующих расчетных ситуаций требует специального рассмотрения.

Эффекты влияния кручения на устойчивость фундаментов могут быть рассмотрены с помощью метода поверхностей текучести, см. А.7 (приложение А).

При оценке несущей способности фундамента при наличии крутящих нагрузок необходимо тщательно проанализировать геотехнические данные на предмет идентификации слабонесущих слоев, возможно, ограниченной протяженности, через которые потенциально могут проходить определяющие поверхности сдвига. В рассматриваемом случае также следует учесть возможность реализации внутренних механизмов разрушения в грунтовых пробках в межреберном пространстве (выше нижнего края юбки).

7.5 Оценка пригодности к нормальной эксплуатации (расчет перемещений, углов крена и поворота)

7.5.1 Общие положения

Перемещения фундамента, ожидаемые на протяжении жизненного цикла сооружения, должны быть рассчитаны и учтены при определении необходимого клиренса (зазора между уровнем воды и палубой верхнего строения) при выполнении расчетов соединительных элементов между подводными конструкциями, а также при оценке других критериев непригодности к нормальной эксплуатации. Следует иметь в виду, что перемещения способны также оказывать негативное воздействие на конструктивную целостность сооружения.

7.5.2 Перемещения под действием статических нагрузок

7.5.2.1 Общие положения

Необходимо рассчитывать следующие виды перемещений фундамента:

- начальные (упругие) перемещения;

- осадки первого типа, обусловленные первичной (фильтрационной) консолидацией;

- осадки второго типа, обусловленные вторичной (пластической - в результате ползучести грунта) консолидацией;

- неравномерные осадки, порождаемые пространственной изменчивостью свойств грунта, опрокидывающими моментами, крутящим моментом и эксцентриситетом приложения нагрузок.

Формулы для оценки статических кратковременных и длительных перемещений фундаментов мелкого заложения приведены в 7.5.2.2 и 7.5.2.3. Эти формулы применимы к идеализированным условиям, обсуждение ограничений приведено в А.7 (приложение А).

7.5.2.2 Начальные (упругие) перемещения

Для случая, когда основание сложено изотропным и однородным грунтом, когда фундамент является жестким, имеет круглую форму в плане и опирается непосредственно на поверхность грунта, в предположении реализации только упругих деформаций, перемещения подошвы фундамента при разных видах нагрузок можно оценить следующим образом:

- вертикальное перемещение:

,

(13)

- горизонтальное перемещение:

,

(14)

- угол наклона:

,

(15)

- угол поворота:

,

(16)

где u _Q - вертикальное перемещение на уровне подошвы фундамента;

u _H - горизонтальное перемещение на уровне подошвы фундамента;

- угол наклона при опрокидывающей нагрузке (в радианах) на уровне подошвы фундамента;

- угол поворота вокруг вертикальной оси (в радианах) на уровне подошвы фундамента;

Q - вертикальная нагрузка;

H - горизонтальная нагрузка;

M - опрокидывающий момент;

T - крутящий момент;

G - нормативное значение модуля сдвига грунта (для соответствующей нагрузки и уровня деформаций);

- коэффициент Пуассона грунта;

R - радиус подошвы круглого фундамента.

Для определения расчетных значений нагрузок и моментов (V, H, M и T) коэффициент надежности по нагрузке следует принимать равным 1.

Указанные формулы могут также использоваться для приближенной оценки перемещений фундамента с квадратной подошвой равной площади.

Указания по расчету упругих перемещений для случаев неоднородного геологического профиля (например, при линейно возрастающих с глубиной характеристиках прочности грунта), проектного заглубления фундамента, гибкой конструкции фундамента и неплоской геометрии поверхности основания приведены в А.7 (приложение А).

Для более сложных ситуаций следует использовать численные методы расчетов.

Модуль сдвига грунта G не является универсальной характеристикой грунта, он зависит от уровня напряжений и деформаций в каждом элементе грунта. При расчетах по формулам (13)-(16) необходимо применять обоснованные значения модуля сдвига. Все сделанные предположения относительно принимаемых значений должны быть отражены в проектной документации. Значение коэффициента Пуассона обычно принимается равным 0,5 для недренированных условий и в диапазоне 0,2-0,3 - для дренированных.

7.5.2.3 Первичная консолидация

Конечная осадка в результате уплотнения в процессе фильтрационной консолидации, происходящей во времени, для слоя тонкодисперсного грунта при приложении вертикального напряжения может быть определена с помощью следующей формулы:

,

(17)

где u _Q - осадка на уровне подошвы фундамента;

h - толщина слоя;

е ₀ - коэффициент пористости грунта "в массиве";

С - нормативное значение коэффициента сжимаемости грунта в рассматриваемом диапазоне нагрузок;

- эффективное напряжение от бытового давления на уровне данного слоя грунта;

- дополнительное эффективное вертикальное напряжение от нагрузки в данном слое грунта.

При вычислении осадки в результате консолидации нормально уплотненных глин следует использовать коэффициент сжимаемости C _c. При вычислении осадки в результате консолидации сильно переуплотненных глин, когда диапазон напряжений попадает на ветвь разгрузки/повторного нагружения, следует использовать коэффициент набухания C _s. Расчет должен быть разбит на две части, с учетом нахождения напряжений на ветви разгрузки/повторного нагружения и на ветви нормального уплотнения.

Характеристики сжимаемости грунта следует определять на основе результатов компрессионных испытаний, выполняемых при соответствующем давлении. Необходимо обращать внимание на качество образцов для испытаний, поскольку нарушение природного состояния в ходе их извлечения может существенно повлиять на результаты испытаний.

Широкий однородный слой следует разделять на несколько более тонких слоев и по результатам исследований каждому из них приписывать соответствующие значения С и е ₀. Общая осадка рассчитывается как сумма осадок отдельных слоев.

Формула (17) является широко распространенной упрощенной оценкой длительной осадки первого типа (уплотнение в результате первичной консолидации), которая была получена в рамках предположения об одномерном сжатии слоев грунта под действием вертикальной нагрузки, и поэтому диапазон ее применимости ограничен, что необходимо учитывать при проектировании морских фундаментов. При этом теория одномерного уплотнения вполне применима для прогнозирования осадки первого типа для массивов грунта, ограниченных ребрами юбки, а также для случая опирания фундамента на тонкий сжимаемый слой, перекрывающий нижележащие слои прочного грунта (например, мягкая глина поверх песка). В ситуациях, когда допущение об одномерной постановке представляется некорректным, необходимо проведение дополнительных исследований и/или выполнение детализированного численного моделирования.

Расчет осадки в результате фильтрационной консолидации для фундамента на глинистом основании является трехмерной задачей, в которой эффективные напряжения и поровое давление взаимосвязаны. Поэтому в ситуациях, когда требуются более точные оценки осадки или когда необходимо учитывать эффекты ползучести грунта (вторичную консолидацию), перераспределение нагрузок, неравномерные осадки, а также нестандартные начальные условия (например, избыточное поровое давление), формула (17) неприменима.

7.5.2.4 Вторичная консолидация (с учетом ползучести)

В зависимости от продолжительности нагружения для расчета конечной осадки может также потребоваться учет дополнительного уплотнения (осадка второго типа) в результате вторичной консолидации (ползучести).

7.5.2.5 Неравномерные осадки при действии внецентренной нагрузки

Если вертикальная нагрузка на фундамент приложена с эксцентриситетом, это порождает постоянный опрокидывающий момент, в результате чего могут возникнуть неравномерные осадки, как начальные, так и длительные, накапливаемые на протяжении всего жизненного цикла сооружения. Этот фактор требует отражения в проектной документации.

7.5.3 Перемещения под действием динамических и циклических нагрузок

7.5.3.1 Отклик фундамента на приложенную нагрузку

Динамические воздействия сопровождаются значительными инерционными эффектами (ускорение масс) и могут быть монотонными (например, навал судна) или циклическими (например, сейсмика). Другие циклические воздействия включают повторяющееся нагружение, в котором инерционные эффекты незначительны (например, часть из воздействий окружающей среды и температурные воздействия). В некоторых случаях циклические воздействия могут рассматриваться как квазистатические и учитываться в расчетах на основе подхода, представленного в 7.4 (например, нагрузка от течения часто рассматривается как квазистатическая). В других случаях циклические воздействия требуют отдельного рассмотрения и учета в расчетах (например, необходимо оценивать как среднее значение, так и циклически накапливаемые деформации и постциклические объемные деформации).

7.5.3.2 Осадка после завершения воздействия

Во многих случаях циклические нагрузки приводят к формированию избыточного порового давления в конце нагрузочного события. Диссипация избыточного порового давления вызывает увеличенную осадку в результате первичной консолидации, превышающую значение, рассчитанное для статической нагрузки, а также может повысить вклад ползучести.

7.5.4 Другие факторы, обусловливающие осадку фундамента

Дополнительные осадки фундамента, включая неравномерные осадки, могут иметь место жизненного цикла сооружения вследствие, например, оседания поверхности дна по причине извлечения нефти и газа из подземного резервуара или из-за изменения батиметрии в результате происходящих тектонических движений. Эффект оседания, как правило, незначителен для временных фундаментов.

7.6 Другие аспекты проектирования

7.6.1 Устойчивость при гидродинамических воздействиях

7.6.1.1 Размыв

Необходимо разрабатывать специальные мероприятия по предотвращению поверхностной эрозии и/или размыва грунта под или вблизи подошвы фундамента в тех случаях, когда эффекты эрозии не учтены каким-либо другим образом в проекте и когда размыв может негативно влиять на работу фундамента. Возможные в таких ситуациях мероприятия включают в себя:

- применение юбочных конструкций, внедряемых через подверженные размыву слои на глубину залегания эрозионно-устойчивых грунтов или на такую глубину в структурно-неустойчивом грунте, чтобы обеспечить недостижение размывом уровня подошвы фундамента;

- устройство по периметру фундамента отсыпки из материалов, устойчивых к размыву.

Особенности транспорта взвешенных осадков должны быть предметом специальных исследований при выполнении инженерных изысканий и проектировании.

Проектирование фундамента по схеме, допускающей размыв части или всего грунта, расположенного выше уровня подошвы фундамента, должно быть тщательно обосновано соответствующими расчетами, поскольку не предусмотренный проектом размыв может привести к внезапному и неконтролируемому разрушению фундамента. Особого внимания требует также анализ факторов, обеспечивающих устойчивость фундамента, например, корректная оценка пассивного сопротивления грунта для фундаментов с юбками.

7.6.1.2 Фильтрационное разрушение

Фундамент следует проектировать таким образом, чтобы не допускалось возникновение избыточных фильтрационных (гидравлических) градиентов в грунте вследствие природных нагрузок или операций, выполняемых в ходе или после строительства сооружения.

7.6.2 Строительство, извлечение и демонтаж

7.6.2.1 Общие положения

Проект организации строительства сооружения должен обеспечивать отсутствие чрезмерного воздействия на грунты основания при установке сооружения на проектной точке. Задавливание юбки фундамента в морское дно может быть облегчено путем создания разряжения (относительно окружающего гидростатического давления) внутри отсеков юбки под подошвой фундамента. При этом процедуры установки фундамента должны осуществляться таким образом, чтобы не допустить ухудшения несущих свойств основания и исключить, в частности, вертикальный сдвиг грунтовых пробок в отсеках юбки, гидродинамический размыв и фильтрационное разрушение.

Если проект включает демонтаж, то с помощью расчетов соответствующих нагрузок должно быть подтверждено, что все операции по демонтажу могут быть выполнены с помощью имеющихся технических средств. При выполнении расчетов следует учитывать возможное увеличение прочности грунта вследствие консолидации, что может повысить сопротивление основания при извлечении конструкций.

7.6.2.2 Сопротивление вдавливанию юбки

Для расчета сопротивления задавливанию юбки фундамента разработаны соответствующие методы. Дополнительные рекомендации приведены в А.7 (приложение А).

8 Проектирование свайных фундаментов

8.1 Несущая способность сваи при вертикальной сжимающей нагрузке

8.1.1 Общие положения

Критерии проектирования для свайных фундаментов, приводимые ниже, определены в соответствии с положениями [4].

Примечание - При выполнении расчетов необходимо использовать такой подход (либо описанный в настоящем стандарте, либо предлагаемый нормативным документом СП 369.1325800.2017), который обеспечивает более жесткие требования к надежности и безопасности фундамента.

Вертикальная несущая способность сваи должна удовлетворять следующим условиям:

,

(18)

,

(19)

где Q _d - расчетное значение вертикальной несущей способности сваи;

Q _r - нормативное значение вертикальной несущей способности сваи, определяемое по 8.1 и 8.2;

P _d,e - расчетная вертикальная нагрузка на сваю (допускается включать в нагрузку эффективный вес сваи, принимая величину в качестве удельного эффективного веса, а также при надлежащем обосновании вес грунтовой пробки в случае растягивающей нагрузки), определяемая на основе объединенной модели сооружения, рассчитываемого по линейной схеме, и нелинейной модели фундамента с использованием расчетных значений нагрузок и экстремальных сочетаний нагрузок;

P _d,p - расчетная вертикальная нагрузка на сваю (включая эффективный вес сваи, принимая величину в качестве удельного эффективного веса, в случае сжимающей нагрузки), определяемая на основе объединенной модели сооружения, рассчитываемого по линейной схеме, и нелинейной модели фундамента с использованием расчетных значений нагрузок и эксплуатационных сочетаний нагрузок;

- коэффициент надежности по несущей способности сваи для расчетной ситуации, соответствующей экстремальным условиям ( = 1,25);

- коэффициент надежности по несущей способности сваи для расчетной ситуации, учитывающей постоянные и переменные нагрузки для условий нормальной эксплуатации ( = 1,50).

В соответствии с положениями ГОСТ Р 54483 при оценке критериев предельных состояний для особых сочетаний нагрузок, включая нагрузки аномального уровня, допускается коэффициент надежности по грунту принимать равным 1,0.

При определении размера свайного фундамента необходимо учитывать следующие аспекты: значения расчетных нагрузок, диаметр, глубину погружения, тип наконечника и толщину стенок свай, количество свай, расстояние между ними и схему их размещения, жесткость оголовка свай, прочность материала, метод строительства, а также при необходимости другие параметры.

Используемые методы расчета должны корректно моделировать нелинейное поведение грунтов основания и обеспечивать учет совместной работы сооружения и свайного основания (система "грунт - сваи") в терминах усилия и перемещения. Для перемещений и поворотов отдельных свай не допускается превышение предельных состояний по критерию пригодности к нормальной эксплуатации, если такие превышения могут угрожать выполнению сооружением своего функционального назначения.

Несущая способность сваи при осевом сжатии, согласно 8.1.2-8.1.5, характеризует осевое сопротивление сваи, когда к голове сваи приложена сжимающая нагрузка, направленная вдоль оси сваи. Несущая способность сваи для случая осевого растяжения (выдергивания) рассматривается в 8.2.

Несущая способность свай обычно определяется с использованием упрощенной расчетной схемы, описанной в 8.1.2; необходимые параметры определяются согласно требованиям 8.1.3-8.1.5. Для большинства стационарных морских сооружений, поддерживаемых фундаментом на трубчатых сваях с открытыми концами в кремнистых грунтах, как показал практический опыт, корректным при определении заглубления сваи является подход на основе оценки статической несущей способности в рамках метода расчета МДН с использованием расчетных значений статических нагрузок и апробированных коэффициентов безопасности, которые частично учитывают циклические эффекты. Частные коэффициенты надежности по нагрузке и по материалу (грунту), использованные для расчета свай в настоящем стандарте, основаны на указанных коэффициентах безопасности.

Применение упрощенной модели оценки несущей способности свай, представленной в 8.1.2-8.1.5, ограничено случаем статического и квазистатического нагружения при монотонном увеличении осевой нагрузки, поэтому она не способна учесть сложные особенности взаимодействия между сваей и грунтом, имеющие место в полевых условиях. Для улучшения понимания ограничений модели и повышения корректности интерпретации получаемых с помощью инженерного подхода результатов целесообразно проанализировать фактические данные по исследованиям характеристик свай [см. 8.3 и А.8.3 (приложение А)].

Расчетные зависимости между достигнутыми при взаимодействии с грунтом силами трения на боковой поверхности сваи и местными перемещениями сваи, а также между достигнутым сопротивлением под пятой сваи и перемещением наконечника могут быть определены с помощью требований 8.4.

8.1.2 Вертикальная несущая способность сваи

Репрезентативное/нормативное значение несущей способности вертикально нагруженных свай при сжатии, включая сваи с уширением Q _r,c, необходимо определять с помощью формулы:

,

(20)

где Q _r,c - репрезентативное значение несущей способности сваи при сжатии (в единицах силы);

Q _f,c - репрезентативное значение несущей способности сваи по боковой поверхностности (за счет трения) при сжатии (в единицах силы);

Q _p - репрезентативное значение несущей способности сваи по торцевой поверхности (в единицах силы);

f(z) - удельная несущая способность сваи по боковой поверхности (в единицах напряжения);

A _s - площадь боковой поверхности сваи в грунте (м ²);

q - удельная несущая способность сваи по торцевой поверхности (в единицах напряжения);

A _pile - общая площадь торца сваи (м ²);

z - расстояние, отсчитываемое вниз от исходного уровня поверхности морского дна (м).

Для трубчатых свай с открытым концом несущая способность сваи Q _p не должна превышать сумму несущей способности внутренней пробки и несущей способности по торцевой поверхности кольцевого сечения сваи в зоне наконечника. При вычислении расчетных сжимающих нагрузок на сваю необходимо учитывать эффективный вес сваи. Для заглубленной в дно сваи в качестве эффективного удельного веса рекомендуется использовать величину .

При определении несущей способности сваи необходимо учитывать относительные деформации между грунтом и сваей, а также общую податливость системы "грунт - свая". В некоторых ситуациях для определения несущей способности сваи требуется более детальный анализ работы сваи на осевую нагрузку. Дополнительное обсуждение возможных эффектов приведено в 8.3 и А.8.3 (приложение А).

Конструктивная схема фундамента должна следовать тем вариантам, для которых на опыте подтверждена техническая возможность уверенного применения свай аналогичных типоразмеров в сходных условиях и с использованием аналогичного монтажного оборудования. В составе проекта должны быть предусмотрены возможные корректирующие мероприятия в случае, если в ходе строительства/установки фундамента не удастся обеспечить проектное положение сооружения.

При использовании буронабивных свай несущая способность сваи по торцевой поверхности должна быть снижена или исключена из расчета фундамента на устойчивость, в зависимости от конкретных особенностей установки свай (например, таких, как степень полноты удаления обломков выбуренной породы из основания скважины).

При использовании уширенных свай значения поверхностного трения в сечении сваи должны соответствовать значениям по 8.1 и 8.2. Поверхностное трение в верхней части уширения сваи и, возможно, на протяжении некоторого участка выше целесообразно исключать из рассмотрения при вычислении несущей способности сваи по боковой поверхности Q _f,c. Площадь в пределах поперечного сечения пробуренного пилотного ствола (если он бурится) также должна быть исключена из расчета путем ее вычитания из полной площади опирания уширенной части.

8.1.3 Несущая способность сваи по боковой поверхности и по торцевой поверхности для связных грунтов

Существует несколько методов вычисления несущей способности сваи по боковой поверхности и по торцевой поверхности в случае связных грунтов. Метод, приводимый в настоящем разделе, подтвержден многолетней практикой и фактически является в настоящее время отраслевым стандартом. Тем не менее его использование должно быть корректно обосновано, поскольку существенно большее количество переменных оказывает влияние на несущую способность сваи по сравнению с теми, которые непосредственно включены в расчетные формулы (21)-(24). Соответствующие аспекты обсуждаются в данном пункте и в А.8.1.3 (приложение А). Для трубчатых свай, устанавливаемых в связных грунтах, удельная несущая способность по боковой поверхности (сила трения на поверхности сваи), f(z), на глубине z может быть вычислена (в единицах напряжения) по формуле (21):

,

(21)

где - безразмерный коэффициент поверхностного трения (для глинистых грунтов),

s _u(z) - нормативное значение недренированного сопротивления сдвигу на глубине z (в единицах напряжения).

Коэффициент (при ограничении ) может быть вычислен следующим образом:

,

(22a)

,

(22b)

,

(23)

где - эффективное вертикальное напряжение на глубине z (в единицах напряжения).

Обсуждение особенностей различных методов определения недренированного сопротивления сдвигу s _u и природного давления , включая влияние различных процедур пробоотбора и методов испытаний, приведено в А.8.1.3 (приложение А). Для частично консолидированных глин (глин с избыточным поровым давлением, находящихся в состоянии активной консолидации) обычно может быть принято равным 1,0.

Из-за отсутствия достаточных данных испытаний по нагружению свай в грунтах, имеющих отношение выше трех, использование формулы (22) для высоких значений должно быть дополнительно обосновано. Аналогичный подход должен применяться в отношении длинных гибких свай, которые внедряются в жесткие грунты на значительную глубину. Расчеты для случая пластичных грунтов также требуют специального обоснования [см. А.8.1.3 (приложение А)].

Для длинных гибких свай может быть рекомендовано некоторое снижение несущей способности по боковой поверхности, особенно в ситуации, когда трение на боковой поверхности уменьшается при продолжающемся перемещении. Этот эффект обсуждается более подробно в А.8.1.3 (приложение А).

Когда наконечник сваи располагается в слое связного грунта, удельная несущая способность сваи по торцевой поверхности q (в единицах напряжения) может быть вычислена по формуле

.

(24)

Поверхностное трение f(z) действует как на внутреннюю, так и на внешнюю сторону трубчатой сваи. Полное сопротивление сваи внедрению при сжимающей нагрузке является суммой трения на внешней поверхности, сопротивления грунта под торцом кольцевого пространства стенок сваи (площадь нетто) и меньшей величины из полного трения на внутренней поверхности или сопротивления грунта под нижним краем грунтовой пробки (площадь брутто минус площадь нетто). Для свай с закрытым концом (вследствие сформированной грунтовой пробки) опорное давление может считаться действующим на все поперечное сечение сваи (площадь брутто). Для свай с открытым концом опорное давление действует только на кольцевое пространство стенки сваи (площадь нетто). Выбор схемы погружения сваи в режиме с открытым или закрытым концом следует обосновывать на основе статических расчетов. При проектировании необходимо учитывать, что свая может погружаться в режиме с открытым концом, но работать по схеме с закрытым концом при статических нагрузках.

Значения несущей способности сваи по боковой поверхности и по торцевой поверхности (под нижним концом сваи), вычисленные на основе вышеуказанных требований, относятся к установившемуся состоянию. Вертикальная несущая способность сваи сразу после монтажа обычно меньше, особенно для частично консолидированных и слабо переуплотненных глин. Степень проявления этого эффекта зависит от параметров процессов формирования избыточного порового давления в грунте в ходе монтажа сваи и последующего его рассеяния с течением времени. Когда расчетные нагрузки прикладываются к свайному фундаменту через короткое время после завершения строительства, то оценка начальной несущей способности сваи и ее увеличение с течением времени требуют дополнительного обоснования при проектировании. Дополнительное обсуждение поведения системы "грунт - свая" в период строительства см. в А.8.1.3 (приложение А).

Для свай, погружаемых в пробуренные скважины меньшего диаметра или с применением подмыва, или буронабивных свай выбор значения поверхностного трения должен учитывать нарушение грунтового массива при строительстве. В общем случае для указанных ситуаций удельные значения трения f(z) не превышают соответствующих значений для забивных свай; однако в некоторых случаях для буронабивных свай в переуплотненной глине f(z) может превысить эти значения. Определение f(z) для буронабивных свай (то есть оценка прочности сцепления на границе раздела "грунт - цемент"), включая возможные эффекты влияния бурового раствора, требует специального обоснования в проекте. Необходимо выполнить дополнительную проверку допустимых напряжений связи между стальной арматурой и цементным раствором в свае, как это рекомендовано в [4].

При слоистом строении основания значения поверхностного трения f(z) в слоях из связных грунтов должны рассчитываться по формулам (21)-(23). Значения несущей способности для свай, опирающихся на слой связного грунта, соседствующего с более слабыми слоями, могут рассчитываться по формуле (24) при условии, что:

- свая внедряется на глубину, равную двум-трем диаметрам сваи или более в рассматриваемый слой;

- наконечник сваи расположен на три диаметра сваи или более выше нижней границы рассматриваемого слоя - для предотвращения провала сваи.

Если эти условия не выполняются, требуется дополнительное обоснование несущей способности сваи.

8.1.4 Несущая способность сваи по боковой поверхности и по торцевой поверхности для несвязных грунтов

В этом пункте приведен простой метод оценки несущей способности свай в несвязных грунтах. В А.8.1.4 (приложение А) представлены другие современные методы расчета, которые основаны на использовании прямых данных по корреляции удельного трения на боковой поверхности сваи и лобовом сопротивлении, полученных в результате испытаний методом CPT. По сравнению с подходом, описанным в настоящем пункте, методы на базе CPT считаются теоретически более обоснованными и демонстрируют статистически более близкие к результатам натурных испытаний свай прогнозные значения. И хотя они не являются обязательными, но в целом могут рассматриваться в качестве более предпочтительных методов. Расчетные методы на базе CPT-испытаний также применимы к широкому диапазону несвязных грунтов. Однако прежде, чем эти новые методы можно будет рекомендовать для нормативных расчетов, требуется дополнительный опыт их применения на практике. Методы на базе CPT могут использоваться только при специальном обосновании корректности интерпретации данных CPT, с учетом имеющихся ограничений по их применимости и степени надежности получаемых результатов.

Для трубчатых свай, погружаемых в несвязные грунты, удельная несущая способность по боковой поверхности f(z) (в единицах напряжения) на глубине z может быть вычислена по формуле

,

(25)

где - безразмерный коэффициент поверхностного трения для песков;

- эффективное вертикальное напряжение на глубине z (в единицах напряжения).

При отсутствии специальных данных значения для трубчатых свай с открытым концом, которые погружаются с несформированной грунтовой пробкой, могут быть взяты из таблицы 1. Для свай, погружаемых без удаления грунта (т.е. для свай с закрытой пятой или для свай с открытым концом в условиях полностью сформированной грунтовой пробки), значения могут приниматься на 25 % выше, чем значения в таблице 1. Для длинных свай линейная зависимость f(z) от природного давления, как это подразумевается в формуле (25), может нарушаться (соответствующее пороговое значение длины сваи зависит от свойств грунта и диаметра сваи и при необходимости должно определяться опытным путем). В таких случаях рекомендуется ограничить f значениями, указанными в таблице 1.

Для оценки несущей способности сваи по торцевой поверхности q (в единицах напряжения) для случая несвязных грунтов может быть вычислено по формуле

,

(26)

где - эффективное вертикальное напряжение на уровне наконечника сваи (в единицах напряжения);

N _q - безразмерный коэффициент несущей способности сваи по торцевой поверхности.

Рекомендованные значения N _q представлены в таблице 1. Для длинных свай линейная зависимость q от природного давления, как это подразумевается в формуле (26), может нарушаться (соответствующее пороговое значение длины сваи зависит от свойств грунта и диаметра сваи и при необходимости должно определяться опытным путем). В таких случаях рекомендуется ограничить q значениями из таблицы 1. Для свай со сформированной грунтовой пробкой опорное давление может считаться действующим на всем поперечном сечении сваи (сечение брутто). Для свай с несформированной грунтовой пробкой опорное давление действует только на кольцевую область сваи (сечение нетто). В этом случае следует учитывать дополнительный вклад в сопротивление сил трения на границе (смещаемой вдоль оси сваи) грунтовой пробки и внутренней стенки сваи. Выбор схемы погружения сваи в режиме с открытым или закрытым концом следует обосновывать на основе статических расчетов. При проектировании необходимо учитывать, что свая может погружаться в режиме с открытым концом, но работать по схеме с закрытым концом при статических нагрузках.

Значения из таблицы 1 не могут использоваться для выбора расчетных значений характеристик грунтов, которые не попадают в представленные диапазоны значения степени плотности и наименований грунта (по размерам гранулометрических фракций) или характеризуются очень низкой прочностью частиц и/или высокой сжимаемостью. Например, для случая очень рыхлых грунтов или грунтов, содержащих большое количество частиц слюды или вулканических частиц (такие ситуации должны быть отражены в отчете по инженерно-геологическим изысканиям), для обоснованного выбора расчетных параметров требуется проведение специальных лабораторных или полевых испытаний. Особого внимания требуют пески, содержащие карбонат кальция, которые обнаружены во многих морях [см. А.6.4 (приложение А)].

Для свай, погружаемых в пробуренные скважины меньшего диаметра или с применением подмыва, или буронабивных свай при выборе значения поверхностного трения следует учитывать нарушенное в процессе строительстве состояние грунта.

Для свай, забитых в пробуренные скважины меньшего диаметра или с применением подмыва в несвязных грунтах, при расчете значений f(z) и q следует учитывать степень нарушения грунтового массива при строительстве, но при этом они не должны превышать соответствующих значений для забивных свай.

В случае слоистого строения грунтового массива значения поверхностного трения f(z) в слоях с несвязными грунтами следует вычислять в соответствии с таблицей 1. Значения несущей способности для свай, опирающихся на слой несвязного грунта, соседствующего с более слабыми слоями, следует также брать из таблицы 1 при условии, что:

- свая внедряется на глубину два-три диаметра сваи или более в рассматриваемый слой несвязного грунта, и

- наконечник сваи расположен на три диаметра сваи или более выше нижней границы рассматриваемого слоя - для предотвращения провала.

Если эти условия не выполняются, требуется дополнительная корректировка табличных значений.

Таблица 1 - Расчетные параметры для несвязных кремнистых грунтов

Степень плотности грунта a	Наименование грунта	Коэффициент поверхностного трения для сваи b	Предельное значение удельной несущей способности сваи по боковой поверхности f lim, кПа (тыс. фунтов/фут 2)	Коэффициент несущей способности сваи по торцевой поверхности N q	Предельные значения удельной несущей способности сваи по торцевой поверхности Q lim, МПа (тыс. фунтов/фут 2)
Очень рыхлый	Песчаные грунты	Неприменимо d	Неприменимо d	Неприменимо d	Неприменимо d
Рыхлый	Песчаные грунты
Рыхлый	Песчано-пылеватые грунты c
Средней плотности	Пылеватые грунты
Плотный	Пылеватые грунты
Средней плотности	Песчано-пылеватые грунты c	0,29	67 (1,4)	12	3 (60)
Средней плотности	Песчаные грунты	0,37	81 (1,7)	20	5 (100)
Плотный	Песчано-пылеватые грунты c
Плотный	Песчаные грунты	0,46	6 (2,0)	40	10 (200)
Очень плотный	Песчано-пылеватые грунты c
Очень плотный	Песчаные грунты	0,56	115 (2,4)	50	12 (250)
Примечание - Параметры, перечисленные в этой таблице, приведены лишь в качестве справочных значений. Когда имеется более детальная информация, такая как записи статического зондирования в массиве, данные прочностных испытаний на высококачественных образцах, данные модельных испытаний или характеристики забивки свай, то при надлежащем обосновании могут быть использованы другие значения.
а Описание определения процентного отношения относительной плотности следующее:
Разновидность грунта (песков) по степени плотности			Степень плотности l D (%)
Очень слабоуплотненный			0-15
Слабоуплотненный			15-35
Среднеуплотненный			35-65
Сильноуплотненный			65-85
Очень сильноуплотненный			85-100
b Коэффициент поверхностного трения (эквивалент термина K tg, использовавшегося в прошлом) введен в настоящем стандарте, чтобы избежать смешения обозначений с параметром , используемым в А.8.1.4 (приложение А). c Песчано-пылеватые грунты включают грунты со значительным содержанием фракций песка и пыли. Прочностные характеристики в общем случае увеличиваются с увеличением доли фракций песка и уменьшаются с увеличением доли фракций пыли. d Расчетные параметры, предлагаемые в прошлом для этих сочетаний степени плотности и наименования грунта, могут быть неконсервативными. Для таких грунтов рекомендуется использовать методы статического зондирования [см. А.8.1.4 (приложение А)].

8.1.5 Несущая способность набивных свай по боковой поверхности и по торцевой поверхности в скальных грунтах

Удельное поверхностное трение набивных свай и свай, погружаемых с подмывом или в пробуренную скважину в скальных грунтах, не должно превышать половину значения прочности на одноосное сжатие горной породы или бетона, но в общем случае должно быть существенно меньше этого значения. Указанное снижение зависит от параметров конструкции сваи (таких, как шероховатость с боковой поверхности скважины), а также от особенностей структуры горной породы (таких, как наличие несплошностей в массиве горных пород). На боковых стенках скважины может образоваться слой бурового раствора или глины, который никогда не будет обладать прочностью скальной породы. Напряжение сцепления стальной сваи с цементным раствором следует проверять согласно [4].

Несущая способность скального основания не может быть больше предела прочности скального грунта или бетона на одноосное сжатие, умноженного на соответствующий коэффициент надежности по материалу. В общем случае несущая способность основания под торцом сваи должна приниматься на уровне, существенно меньшем указанного значения, или совсем не учитываться в расчетах - в зависимости от параметров конструкции сваи (таких, как степень удаления бурового шлама из основания скважины) и от особенностей структуры скальной породы (таких, как наличие несплошностей в массиве скального основания). Предельная несущая способность свай рассмотренного типа может определяться напряжениями в бетоне или стальной арматуре сваи.

Кроме того, необходимо учитывать возможность реализации циклических воздействий, которые могут негативно влиять на продольную несущую способность таких свай.

8.2 Несущая способность сваи при вертикальной выдергивающей нагрузке

Нормативное значение продольной несущей способности сваи на выдергивание Q _r,t не может превышать значение Q _f,c, полное поверхностное трение при сжимающей нагрузке. Для связных грунтов f(z) следует определять в соответствии с положениями 8.1.3. Для несвязных грунтов значение f(z) следует вычислять согласно 8.1.4. Для скальных грунтов значение f(z) следует определять в соответствии с положениями 8.1.5.

8.3 Расчет свай на вертикальные нагрузки

8.3.1 Работа сваи при статических нагрузках

Осевые перемещения сваи не должны нарушать предельных состояний второй группы (по пригодности к нормальной эксплуатации) и должны быть совместимы с внутренними силами и перемещениями сооружения. На работу сваи при продольных нагрузках оказывают влияние направление, тип, скорость приложения и последовательность прикладываемых нагрузок, способ строительства, тип грунтов основания, осевая жесткость сваи, а также другие параметры. Влияние некоторых из этих факторов для связных грунтов можно наблюдать как в лабораторных, так и в полевых испытаниях.

В некоторых случаях, например, для грунтов, которые демонстрируют деформационное разуплотнение, особенно когда сваи обладают осевой податливостью, фактическая несущая способность сваи может быть меньше значения, вычисленного по формуле (20). Если для расчета рекомендуются согласно 8.4 графики t - z, отражающие деформационное разуплотнение, то необходимо определять максимальные значения продольной несущей способности с помощью расчетного метода, в котором в явном виде учитывается осевая податливость сваи. В этих случаях требуется явное рассмотрение этого фактора в расчете предельной осевой несущей способности. При этом следует принимать во внимание другие факторы, например такие, как повышение несущей способности при скоростях нагружения, соответствующих штормовому волнению, которые противодействуют указанным эффектам снижения прочности. Дополнительная информация приведена в [4], а также в А.8.3.2 (приложение А).

8.3.2 Работа сваи при циклических нагрузках

Циклические воздействия (включая инерционные нагрузки от природных условий, таких как штормовые волны и землетрясения) могут иметь два противодействующих между собой фактора, влияющих на статическую осевую несущую способность сваи. Повторяющиеся воздействия могут вызвать временное или постоянное снижение сопротивления и/или накопление деформации. Быстро прикладываемые воздействия могут вызвать увеличение сопротивления и/или продольной жесткости сваи. Очень медленно прикладываемые воздействия могут вызвать уменьшение сопротивления и/или продольной жесткости сваи. Результирующий эффект от циклических нагрузок является функцией совокупности нескольких факторов - интенсивности, количества циклов и скорости чередования прикладываемых воздействий, конструктивных параметров сваи и типов грунтов; см. А.8.3.2 (приложение А).

8.4 Реакция грунта при сжимающей нагрузке на сваю

8.4.1 График t - z зависимости удельного трения на боковой поверхности от глубины

Соотношение между достигнутой величиной трения на границе "грунт - свая" и локальным перемещением сваи на заданной глубине можно описать, используя график вида t - z. Известны различные эмпирические и теоретические методы, пригодные для построения зависимости силы трения на боковой поверхности сваи от ее перемещения в продольном направлении, называемой графиком t - z [см. А.8.4.1 (приложение А)].

В расчетах допускается использование соответствующих графиков, построенных на основе результатов натурных испытаний по нагружению свай для оснований с характерными геологическими разрезами или на основе лабораторных испытаний, моделирующих установку свай в грунте. При отсутствии более определенных данных для некарбонатных грунтов рекомендуется использовать графики t - z, представленные на рисунке 3.

z/z peak	t/t max
	Глины	Пески
0,16	0,30	0,30
0,31	0,50	0,50
0,57	0,75	0,75
0,80	0,90	0,90
1,0	1,00	1,00
2,0	0,70-0,90	1,00
	0,70-0,90	1,00

1 - песок: t _max; 2 - глина: t _res = 0,9 t _max; 3 - глина: t _res = 0,7 t _max; 4 - глина и песок; z - локальное продольное перемещение сваи; z _peak - перемещение, соответствующее максимальному значению удельного поверхностного трения на границе "грунт - свая"; D - наружный диаметр сваи; t - достигнутое значение удельного поверхностного трения (в единицах напряжения) на границе "грунт - свая"; t _max = f(z) = максимальное значение удельного поверхностного трения на границе "грунт - свая", вычисленное согласно 8.1 (в единицах напряжения); t _res - удельное значение остаточного поверхностного трения (в единицах напряжения); z _res - продольное смещение сваи, при котором достигается остаточное поверхностное трение t _res на границе "грунт - свая"

Рисунок 3 - Типичные графики t - z зависимости трения при сдвиге сваи от ее продольного перемещения

Для стандартных расчетов рекомендуется использовать характерное значение z _peak, равное 1 % наружного диаметра сваи (т.е. z _peak/D = 0,01). Однако имеет место значительная неопределенность в части этой величины, и значения в диапазоне 0,25 %-2,0 % от диаметра сваи могут оказаться наиболее подходящими в случаях, когда при расчетах сваи значение продольной податливости играет существенную роль.

При перемещениях, существенно превышающих значение, при котором достигается t _max, как это показано на рисунке 3, форма кривой t - z должна быть тщательно проанализирована. Значения показателя остаточного трения t _res/t _max и продольное перемещение сваи z _res, при котором оно достигается, являются функциями зависимости "напряжение - деформация", описывающей поведение грунта, истории нагружения, метода строительства свай, последовательности приложения нагрузок на сваю и других факторов. Типичные значения t _res/t _max для глинистых грунтов находятся в диапазоне 0,70-0,90, при этом лабораторные, натурные и/или модельные испытания по нагружению свай могут предоставить ценную информацию для определения более точных значений t _res/t _max и z _res для различных грунтов.

Можно ожидать, что для длинных свай, которые обладают значимой продольной податливостью, а также для грунтов, демонстрирующих деформационное разуплотнение, значения удельного поверхностного трения при заданных продольных перемещениях окажутся более низкими по сравнению с теми, которые могут быть вычислены по формулам (21)-(23). В такой ситуации результирующая несущая способность сваи при вертикальной нагрузке будет меньше значения, вычисленного на основе описанных методов, применяемых для расчета нормативной продольной несущей способности, поэтому указанный фактор деградации трения необходимо учесть в явной форме [см. также А.8.1.3.2.4 и А.8.4.1 (приложение А)].

8.4.2 График Q - z зависимости лобового сопротивления от заглубления

Зависимость между достигнутым значением лобового сопротивления сваи и продольным перемещением нижнего конца сваи описывается с использованием графика Q - z.

Нормативное значение несущей способности сваи необходимо определять в соответствии с 8.1. При этом требуется достаточно большое перемещение нижнего конца сваи для достижения полного значения лобового сопротивления. Полная мобилизация несущей способности сваи по торцевой поверхности в песчаных и глинистых грунтах реализуется, когда перемещение конца сваи составляет порядка 10 % от диаметра сваи. При отсутствии более определенных данных рекомендуется использовать кривую, показанную на рисунке 4, и для песков, и для глин.

8.5 Реакция грунта при горизонтальной нагрузке на сваю

8.5.1 Общие положения

Свайный фундамент необходимо проектировать с учетом восприятия статических и циклических боковых (поперечных) нагрузок.

Боковое сопротивление приповерхностного грунта может быть существенным для проектируемого свайного фундамента, поэтому необходимо учитывать возможное влияние размыва. При отсутствии более детальных данных для построения зависимостей между боковым сопротивлением грунта и поперечным перемещением сваи (графиков p - y) могут использоваться расчетные процедуры, приведенные в 8.5.2-8.5.7. Экстраполяция представленных зависимостей за пределы рассмотренной геометрии свай должна быть специально обоснована. В частности, для свай большого диаметра с ограниченной глубиной внедрения могут потребоваться другие формулировки для построения графиков p - y.

8.5.2 Несущая способность сваи по грунту для случая мягких глин

При статических поперечных нагрузках нормативное значение боковой несущей способности p _rD мягкой глины (s u  100 кПа, или 2000 фунтов/фут ²), в единицах силы на единицу длины сваи, как установлено на практике, меняется между 8s _uD и 12s _uD, за исключением мелководья, где разрушение грунта происходит по другому механизму вследствие низких значений природного давления. Циклические воздействия вызывают снижение боковой несущей способности грунта по сравнению с несущей способностью при статических нагрузках. При отсутствии более детальных данных рекомендуется использовать следующее значение боковой несущей способности:

p _rD увеличивается с 3s _uD до 9s _uD при увеличении z от 0 до z _R в соответствии с формулой

,

(27)

z/D	Q/Q p
0	0
0,002	0,25
0,013	0,50
0,042	0,75
0,073	0,90
0,100	1,00
	1,00

z - продольное перемещение нижнего конца сваи; D - наружный диаметр сваи; Q - достигнутое сопротивление основания под торцом сваи (в единицах силы); Q _p - нормативное значение несущей способности сваи по торцевой поверхности, вычисленное согласно 8.1 (в единицах силы)

Рисунок 4 - График Q - z сопротивления основания под торцом сваи от продольного перемещения сваи в типичном случае

но при этом p _rD должно быть ограничено значением, рассчитываемым по формуле

,

(28)

где D - наружный диаметр сваи;

р _г - нормативное значение боковой несущей способности (в единицах напряжения);

s _u - нормативное значение недренированного сопротивления сдвигу в рассматриваемой точке (в единицах напряжения);

- единичный вес грунта в воде (кН/м ³);

J - безразмерная эмпирическая постоянная со значениями в диапазоне 0,25-0,5; должна определяться в ходе полевых испытаний.

Примечание - Для глин Мексиканского залива, если отсутствуют другие данные, рекомендуется использование значения 0,5;

z - расстояние, отсчитываемое вниз от исходного уровня поверхности морского дна;

z _R - расстояние от поверхности морского дна до нижней границы ослабленного слоя.

При постоянной прочности по глубине совместное рассмотрение формул (27) и (28) приводит к значению:

.

(29)

В случае неоднородных грунтов формулы (27) и (28) могут решаться путем построения двух графиков для p _rD в зависимости от глубины. Точка первого пересечения двух графиков соответствует z _R. В общем случае z _R превышает 2,5 диаметра сваи. Приведенные эмпирические зависимости не следует применять, когда прочность грунта меняется неравномерно. Эти формулы также не рекомендуется применять в условиях возможного размыва, однако размыв обычно не является предметом рассмотрения для связных грунтов.

8.5.3 График p - y зависимости несущей способности сваи по грунту от смещения для мягких глин

Зависимости бокового сопротивления от поперечного перемещения сваи для случая мягких глин, как правило, нелинейные. Графики p - y для кратковременных статических нагрузок могут быть построены по данным первой колонки таблицы 2. Для случая, когда равновесное состояние достигается при циклических нагрузках, графики p - y можно строить по данным таблицы 3.

8.5.4 Несущая способность сваи по грунту для случая твердых глин

При статических боковых нагрузках нормативное значение боковой несущей способности сваи (сила на единицу длины сваи р _г) для твердой глины (s _u > 100 кПа или 2000 фунтов/фут ²) аналогично значению для мягкой глины. Однако в условиях циклических воздействий имеет место быстрая деградация прочностных свойств, поэтому нормативное значение боковой несущей способности должно быть уменьшено для условий расчетных циклических воздействий в соответствии передовыми практиками или имеющимися данными.

8.5.5 График p - y зависимости несущей способности сваи по грунту от смещения для твердых глин

Хотя твердые глины также описываются нелинейными зависимостями напряжений от деформаций, они в общем случае демонстрируют более хрупкий характер деформирования, чем мягкие глины. При построении зависимостей "напряжение - деформация" и последующих графиков p - y для циклических нагрузок для плотных глин необходимо учитывать возможное быстрое снижение боковой несущей способности при больших перемещениях в соответствии с доступными передовыми практиками и/или имеющимися данными.

Таблица 2 - Достигнутое боковое сопротивление и перемещения для случая кратковременных статических нагрузок для мягких глин

p/p r	y/y c
0	0
0,23	0,1
0,33	0,3
0,50	1,0
0,72	3,0
1,00	8,0
1,00
Обозначения: p г - нормативное значение боковой несущей способности (в единицах напряжения); p - достигнутое значение бокового сопротивления (в единицах напряжения); y - локальное боковое перемещение сваи; ; D - наружный диаметр сваи; - деформация при половинном значении максимальной величины девиатора напряжений в лабораторных недренированных испытаниях на сжатие ненарушенных образцов грунта.

Таблица 3 - Достигнутое боковое сопротивление и перемещения в установившемся состоянии при циклических нагрузках для случая мягких глин

z > z R		z < z R
p/p r	y/y c	p/p r	y/y c
0	0	0	0
0,23	0,1	0,23	0,1
0,33	0,3	0,33	0,3
0,50	1,0	0,50	1,0
0,72	3,0	0,72	3,0
0,72		0,72 z/z R	15,0
-	-	0,72 z/z R
Обозначения: z - расстояние, отсчитываемое вниз от исходного уровня поверхности морского дна; z R - расстояние от поверхности морского дна до нижней границы ослабленного слоя для однородных грунтов [см. формулу (29)]; p r - нормативное значение боковой несущей способности (в единицах напряжения); p - достигнутое значение бокового сопротивления (в единицах напряжения); y - локальное боковое перемещение сваи (мм); ; D - наружный диаметр сваи; - деформация при половинном значении максимальной величины девиатора напряжений в лабораторных недренированных испытаниях на сжатие ненарушенных образцов грунта.

8.5.6 Несущая способность сваи по грунту для случая песка

Для статической горизонтальной нагрузки значение удельной несущей способности сваи p _r для песка меняется от значения на мелководье, определяемого по формуле (30), до значения на больших глубинах, определяемого формулой (31). Для заданной глубины следует использовать формулу, которая дает наименьшее значение p _r в качестве нормативного значения несущей способности. Результаты, получаемые по этим формулам, могут оказаться неконсервативными (т.е. не в запас по прочности) для условий слоистой структуры грунтового основания, когда слой текучей глины перекрывает слой песка.

,

(30)

,

(31)

где в индексах символ "s" указывает на случай мелководья, а "d" - больших глубин, и

D - наружный диаметр сваи;

p _r - нормативное значение боковой несущей способности (сила на единицу длины сваи);

- удельный вес грунта в воде (кН/м ³);

z - расстояние, отсчитываемое вниз от исходного уровня поверхности морского дна (м);

C ₁, C ₂, C ₃ - безразмерные коэффициенты, являющиеся функциями эффективного угла внутреннего трения в песке (см. рисунок 5):

,

(32)

,

(33)

,

(34)

,

X - эффективный угол внутреннего трения ( в градусах); - значения коэффициентов С ₁ и С ₂; - значение коэффициента С ₃; С ₁, С ₂, С ₃ - коэффициенты боковой несущей способности

Рисунок 5 - Коэффициенты боковой несущей способности для песка

Указания по учету условий размыва грунта основания приведены в А.8.5.6 (приложение А).

8.5.7 График p - y зависимости несущей способности сваи по грунту от смещения для песчаных грунтов

Зависимость p - y бокового сопротивления сваи от ее поперечного перемещения для песка также является нелинейной. При отсутствии более детальных данных она может быть аппроксимирована для заданной глубины z по формуле

,

(35)

где A - коэффициент, учитывающий статический или циклический характер воздействий и рассчитываемый по формуле

для статических нагрузок, и

(36)

A = 0,9 для циклических нагрузок;

p _r - нормативное значение боковой несущей способности на глубине z (в единицах силы на единицу длины сваи);

k - модуль реакции грунтового основания (коэффициент постели) в массиве (в единицах силы на объем), см. таблицу 4;

z - расстояние, отсчитываемое вниз от исходного уровня поверхности морского дна (м);

y - поперечное перемещение сваи на глубине z.

Накопленные данные, характеризующие работу сваи при горизонтальных нагрузках в песках, включают испытания свай с незакрепленной головой в чистых песках с эффективными углами внутреннего трения в диапазоне 34°-42°, значения которых определялись испытаниями грунта методом прямого сдвига, трехосного сжатия в дренированных условиях или на основе результатов обработки данных натурных испытаний свай.

При экстраполяции этих данных применительно к грунтам, характеристики которых выходят за указанные пределы, особенно по отношению к пескам с эффективным углом внутреннего трения менее 30°, необходимо дополнительное обоснование. В частности, для таких грунтов результаты лабораторных испытаний должны быть тщательно проанализированы для установления факторов аномального поведения и наличия значительной доли фракций глинистых частиц. В соответствующих случаях может потребоваться модификация графиков p - y.

При отсутствии более детальных данных, рекомендуется использовать значения коэффициента постели, k, приведенные в таблице 4.

Таблица 4 - Значения модуля реакции грунтового основания (коэффициента постели)

	k
	МН/м 3	(фунт/дюйм 3)
25°	5,4	(20)
30°	8,7	(32)
35°	22	(80)
40°	45	(165)

8.6 Совместная работа свай в кусте

8.6.1 Общие положения

При проектировании свайного фундамента необходимо учитывать влияние близко расположенных соседних свай на характеристики сопротивления грунтового основания перемещению группы свай. Оценку группового эффекта рекомендуется выполнять при расстоянии между сваями менее восьми их диаметров.

При расчетах несущей способности группы (куста) свай необходимо обеспечить выполнение требований 8.1.1. В случае неравномерного распределения внешней нагрузки между сваями коэффициенты надежности по несущей способности для отдельных свай в группе могут быть приняты с меньшими значениями, чем указано в 8.1.1, при условии, что выполнено обоснование того, что результирующие перемещения и соответствующие деформации и напряжения в сваях, а также в сопряженных элементах конструкций сооружения являются допустимыми.

8.6.2 Работа свай при вертикальной нагрузке

При проектировании свайного фундамента, в состав которого входят кусты свай, необходимо учитывать следующие аспекты. Для свайного фундамента, устраиваемого в глинистом основании, групповая несущая способность может быть меньше, чем несущая способность изолированной сваи, умноженная на количество свай в группе; и наоборот, для песчаного основания, групповая несущая способность может быть выше суммы несущих способностей изолированных свай. Групповая осадка в глине или песке в общем случае больше, чем у изолированных свай при нагрузке, равной общей нагрузке на куст свай, поделенной на количество свай в группе.

8.6.3 Работа свай при горизонтальной нагрузке

Для свай с одинаковыми условиями закрепления головы сваи, заглубляемых в связные или несвязные грунты, группа свай, как правило, показывает большее горизонтальное перемещение, чем перемещение изолированной сваи, нагруженной средней нагрузкой, приходящейся на одну сваю в группе. Основными факторами, которые влияют на групповое перемещение куста свай и на распределение нагрузки между сваями, являются расстояние между сваями, отношение глубины внедрения сваи к ее диаметру, податливость сваи при взаимодействии с грунтом, площадные размеры куста, а также изменчивость сдвиговой прочности и модуля жесткости грунта с глубиной.

По результатам анализа различных методов расчета куста свай для расчетов групп свай на действие горизонтальных нагрузок рекомендуются следующие подходы:

- методы детального расчета, например такие, как PILGP2R [см. А.6.3 (приложение А)], - для определения исходной жесткости куста свай;

- метод Фохта-Коха и его модификации [см. А.6.3 (приложение А)] - для анализа расчетных ситуаций с расчетными нагрузками. При этом возможно получение заниженных значений перемещения при нагрузках, дающих перемещения на уровне 20 % или более от диаметра отдельной сваи в группе, что необходимо учитывать с помощью дополнительных исследований;

- для оценки максимальных значений внутренних эффектов нагружения сваи при заданном групповом перемещении куста: наибольшие значения (консервативные) могут быть получены с помощью исходного или модифицированного метода Фохта-Коха.

9 Устройство свайных фундаментов

9.1 Общие положения

В настоящем стандарте рассматриваются следующие типы свай свайных фундаментов, используемых для поддержки морских сооружений:

- забивные (задавливаемые) сваи: для сооружений континентального шельфа при устройстве фундаментов обычно применяются сваи с открытым нижним концом (см. 9.2-9.7). Такие сваи обычно забиваются в морское дно сваебойными молотами или с помощью гидродомкратов;

- буронабивные и цементируемые сваи, которые могут использоваться в нескальных и скальных грунтах, позволяющих обеспечивать бурение скважины без крепления стенок или под защитой глинистого раствора (см. 9.8);

- сваи с уширенной пятой: устройство уширения может выполняться на нижнем конце сваи, чтобы обеспечить увеличенную несущую способность, в том числе на выдергивание (см. 9.9). Несущая способность свай с уширенной пятой по грунту в основании должна быть определена согласно принципам, указанным для проектирования буронабивных и цементируемых свай;

- вибропогружаемые сваи: на практике подтверждена эффективность применения гидравлических вибромолотов для установки свай, в частности, для погружения свай малого диаметра в несвязные грунты. По причине недостаточности данных для оценки влияния данного метода установки свай на их продольную несущую способность использование вибромолотов для устройства морских свай, предназначенных для восприятия значительных вертикальных нагрузок, не рекомендуется.

Толщина стенки сваи должна обеспечивать восприятие расчетных вертикальных и горизонтальных нагрузок, а также напряжений, возникающих в ходе установки сваи. Напряжения в свае и соответствующая минимальная толщина стенок сваи должны соответствовать требованиям [4], в соответствии с которыми прочность сваи должна быть обеспечена по критериям прочности стальной трубы для расчетной ситуации с комбинированным воздействием продольной силы и изгибающего момента.

Правильная установка свай, включая обсадные трубы, что подразумевает установку каждой сваи с расчетным заглублением (или близким к нему) без повреждения, имеет исключительно важное значение для обеспечения расчетного срока эксплуатации сооружения и сохранения его эксплуатационных характеристик. Все соединения элементов конструкций, выполненные в полевых условиях, должны удовлетворять проектным требованиям. Секции свай должны быть промаркированы таким образом, чтобы максимально способствовать установке секций в нужной последовательности. Запорные устройства на нижнем конце опор сооружения и свайные муфты (при необходимости) следует проектировать таким образом, чтобы исключить их повреждение в процессе установке свай.

9.2 Расчет погружения сваи

Для моделирования системы "молот - свая - грунт" и работы сваи при забивке может применяться подход, основанный на методе одномерной волновой задачи для упругого тела (волновая теория удара). С помощью соответствующих компьютерных расчетов можно оценить диапазон количества ударов молота, необходимого для достижения расчетного погружения сваи, и возникающие при забивке напряжения. Необходимое количество ударов молота оценивается на основе графика (ходограммы) забивки сваи (SRD-график), но на это также будут влиять предполагаемая эффективность молота и, в меньшей степени, параметры вибраций и демпфирования в модели волновой формулы. Поэтому выбор этих входных параметров должен основываться на предшествующем опыте забивки свай и обоснованных инженерных оценках. Для заданной номинальной энергии энергия, передаваемая свае, в высшей степени зависит от типа сваебойного молота (дизельный, паровоздушный или гидравлический молот), ее оценка должна основываться на предшествующем опыте забивки свай с надежными измерениями с использованием контрольно-измерительной аппаратуры сваи.

Построение SRD-графика является основным этапом, обусловливающим все остальные результаты расчетов по забивке свай, включая тип молота, необходимый для достижения расчетного погружения сваи. В литературе [см. А.9.2 (приложение А)] было предложено несколько методов для построения SRD-графика в различных типах грунтов.

Отсутствует общая процедура, применимая на всех площадках, поскольку поведение сваи в чрезвычайно высшей степени зависит от геологического строения основания на площадке. Поэтому рекомендуется предварительно выполнить ретроспективный анализ опыта по забивке свай на рассматриваемой площадке или на других площадках с аналогичными инженерно-геологическими условиями, чтобы откалибровать процедуру построения SRD-графика и улучшить прогнозы по погружению свай на данной площадке. Для связных грунтов при построении SRD-графика необходимо учитывать увеличение сопротивления грунта вследствие диссипации порового давления в период остановки операций по забивке, например, когда необходимы паузы для приваривания дополнительных элементов к сваям.

Для подтверждения того, что параметры работы молота соответствуют спецификациям и согласуются со сделанными допущениями в прогнозах забивки, свая или молот могут быть снабжены контрольно-измерительными устройствами для осуществления мониторинга в ходе погружения. Измерительные устройства на свае являются более предпочтительными, поскольку мониторинг молота дает неполную информацию об энергии забивки, реально передаваемой на сваю.

Данные измерений, выполняемых при забивке сваи, включая данные от измерителей деформаций и ускорения, установленных вблизи головы сваи, могут использоваться для верификации фактической энергии забивки молота и проверке принятой стратификации грунта посредством анализа фактического SRD-графика в ходе забивки, а также предоставляют дополнительную информацию для оценки несущей способности свай, в особенности, если имеются данные испытаний по повторной забивке. Фактические SRD-графики, рассчитанные в результате измерений с помощью аппаратуры на свае, следует сопоставить с прогнозируемым диапазоном сопротивления грунта, что повысит надежность последующих прогнозов по забивке свай на площадке.

9.3 Достижение заданного уровня погружения сваи

Эффективность и эксплуатационная надежность фундамента сооружения зависит от погружения каждой сваи на расчетную глубину (или близкую к ней). При забивке каждой отдельной сваи необходимо обеспечить минимально возможное количество пауз до завершения ее установки в целях исключения эффекта повышения сопротивления забивке, что часто проявляется в ходе остановок. При выполнении работ по устройству фундамента необходимо обеспечить готовые к работе запасные молоты, особенно, если предполагается устройство критической по своему конструктивному назначению сваи.

Тот факт, что при забивке сваи наблюдается преждевременный отказ, не означает, что она способна выдерживать расчетные нагрузки. Величина отказа при заключительном залоге сама по себе не может рассматриваться как гарантия успешности забивки сваи. В обоснованных расчетами случаях может быть рекомендовано продолжение забивки после определенного отказа [см. 9.4 и А.9.4 (приложение А)], если предполагается возможность существенного улучшения несущей способности фундамента без угрозы повреждения сваи, молота или конструкций сооружения.

В некоторых случаях, когда попытка продолжения забивки оказывается неудачной, глубина внедрения и связанная с ней несущая способность сваи могут быть улучшены методами, описанными в 9.5 (в этом случае необходимо согласование с проектной организацией).

9.4 Отказ забивной сваи

Отказ сваи должен быть однозначно определен в проектной документации, прежде всего, чтобы:

- установить предел, после достижения которого забивка с помощью конкретного молота должна быть остановлена и задействованы другие методы (см. 9.5), и

- не допустить повреждение молота или сваи.

Определение отказа должно быть обосновано соответствующими расчетами с использованием характеристик грунтов основания на точке строительства. Отказ должен быть определен для всех предполагаемых к использованию молотов в предполагаемом диапазоне их технических характеристик, рекомендуемых производителем.

Точное определение отказа сваи для конкретного молота должно быть определено в документации по производству работ. Примеры критериев отказа, если проектом не установлены другие ограничения, приведены в А.9.4 (приложение А).

Если отказ сваи наступает до того, как она достигает расчетной глубины внедрения, могут быть предприняты корректирующие мероприятия, указанные в 9.5.

9.5 Корректирующие меры при нерасчетном отказе сваи

9.5.1 Критический анализ характеристик сваебойных молотов

Критический анализ всех аспектов работы молота, в том числе путем оснащения молота и/или головы сваи контрольно-измерительными средствами, может помочь выявить потенциальные проблемы при забивке свай и улучшить параметры работы молота, оптимизировать его техобслуживание или принять решение по использованию более мощного молота.

9.5.2 Повторная оценка расчетного уровня внедрения сваи

Повторный анализ нагрузок, перемещений и расчетных значений несущей способности отдельных свай, других элементов фундамента и фундамента в целом может помочь выявить имеющиеся резервы несущей способности. Интерпретация фактических графиков забивки свай совместно с данными инструментальных измерений может привести к обоснованному пересмотру расчетных характеристик грунтов или структуры геологического разреза основания и позволить увеличить рассчитанную несущую способность свай.

9.5.3 Корректировка способа забивки свай

9.5.3.1 Общие положения

Крайней мерой для обеспечения установки на необходимую глубину может являться корректировка процедуры устройства свай. С этой целью могут быть использованы указания, приведенные в 9.5.3.2-9.5.3.4.

9.5.3.2 Удаление грунтовой пробки

Грунтовая пробка внутри сваи при необходимости уменьшения сопротивления забивке, может быть удалена с помощью гидромониторов и пневмонасосов или посредством бурения. Для достижения расчетной глубины внедрения сваи может потребоваться несколько циклов удаления грунтовой пробки и повторных забивок.

Если удаление грунтовой пробки приводит к недостаточной несущей способности свай, то удаленная грунтовая пробка должна быть заменена пробкой из цемента или другого пригодного материала для обеспечения достаточной несущей способности сваи. При устройстве новой пробки необходимо выполнить проверку, что минимальное значение несущей способности пробки на сдвиг равно несущей способности сваи в состоянии с закрытым концом. Используемые в расчете характеристики сдвигового взаимодействия между пробкой и внутренней поверхностью сваи должны быть корректно обоснованы. В некоторых случаях удаление пробки может оказаться неэффективным, особенно в связных грунтах.

9.5.3.3 Удаление грунта под пятой сваи

Грунт ниже наконечника сваи можно удалить либо путем бурения скважины меньшего диаметра, либо с помощью подмыва и, возможно, пневмонасоса. Буровое или гидромониторное оборудование спускается через сваю, которая в данном случае выступает в роли обсадной трубы. Учитывая возникающие неопределенности в вопросе продольной несущей способности сваи, грунт под сваей не должен удаляться в случае забивки в несцементированные грунты для исключения ситуаций с возможным снижением сопротивления грунта в ходе забивки в несцементированные грунты.

В особых случаях, например, при наличии промежуточного слоя прочного сцементированного материала может применяться бурение ствола с меньшим размером для частичного удаления материала твердого слоя перед возобновлением забивки сваи. Глубина указанного бурения должна быть ограничена толщиной твердого слоя.

Бурение ствола меньшего диаметра допускается в случае сравнительно тонкого и не слишком прочного слоя твердого грунта. В случае толстого слоя прочного скального грунта необходимо уширение основания скважины в твердом слое, по крайней мере, до полного размера сваи, чтобы исключить потенциальную угрозу потери продольной устойчивости нижнего конца сваи.

Если при бурении производится удаление грунта под торцом сваи, то независимо от диаметра скважины вклад соответствующего слоя грунта в несущую способность сваи не должен учитываться, исключая случай цементирования.

Подмыв гидромонитором грунта ниже торца сваи в общем случае не должен применяться из-за непредсказуемости влияния его последствий на несущую способность сваи.

9.5.3.4 Двухъярусные забивные сваи

Свая первого яруса, или наружная свая, забивается на предварительно определенную глубину, после чего из нее удаляется грунтовая пробка. Свая второго яруса, или внутренняя свая, забивается внутри наружной сваи до расчетной глубины. Кольцевое пространство между двумя сваями заполняется бетоном или песчано-цементным раствором, что обеспечивает передачу сдвиговых напряжений между наружной и внутренней сваями и тем самым эффективную совместную их работу.

9.6 Выбор молота и параметров забивки свай

Молоты, которые предполагается использовать при устройстве фундамента, должны рассматриваться как часть процесса проектирования в части определения толщины стенок свай и напряжений, создаваемых размещением молота и забивкой свай, в соответствии с положениями [4]. Для определения динамических напряжений, создаваемых ударами молота, следует применять методы расчета на основе теории распространения волн.

Тип(ы) свайного молота, рассматриваемый(е) для забивки свай, должен (должны) быть указаны проектировщиком на монтажных чертежах или в спецификациях. Любое изменение в параметрах используемых для забивки свай молотах должно быть оценено с точки зрения обеспечения допустимости возможных последствий внесенных изменений, включая погружаемость свай, несущую способность свай, прочность свай и сооружения, а также усталостные аспекты. Подробные указания приведены в [4].

Можно указать следующие дополнительные аспекты, требующие учета при проектировании свай и их устройстве:

- напряжения в ходе забивки: нормативные значения динамических напряжений не должны превышать 80 %-90 % от общего напряжения, в зависимости от таких факторов, как местоположение максимальных напряжений вдоль сваи, количество ударов молота, предшествующий опыт применения аналогичной комбинации "свая - молот", а также достигнутый уровень точности результатов расчетов;

- допуски на забивку на меньшую или большую глубину по сравнению с расчетной: для свай, имеющих на уровне поверхности морского дна секции с утолщенными стенками, необходимо предусматривать дополнительную длину таких секций, чтобы на сваи в этой зоне не действовали избыточные напряжения, если расчетное внедрение не достигается. Величина допуска, указанная в проекте, на недостижение расчетного внедрения или его превышение должна зависеть от степени неопределенности расчетной оценки глубины внедрения;

- забивной свайный башмак: он предназначен для облегчения прохождения свай через твердые слои или для уменьшения сопротивления при забивке, обеспечивая большую глубину внедрения сваи. Если используется внутренний забивной башмак для прохождения твердого слоя, то необходимо выполнение проверки, что башмак не уменьшит несущую способность грунтовой пробки ниже значения, принятого в проекте. Если внутренний свайный башмак используется для уменьшения внутреннего поверхностного трения в ходе забивки сваи в связные грунты, необходим учет его влияния при оценке нормативного значения общей несущей способности сваи. Внешние свайные башмаки обычно не используются, поскольку они потенциально снижают поверхностное трение на участках сваи выше башмака.

9.7 Использование гидравлических молотов

Гидромолоты (гидродомкраты) эффективнее паровоздушных молотов - при одинаковой номинальной мощности привода энергия, передаваемая свае, будет выше для первых. Они могут использоваться как над водой, так и под водой для забивки (вдавливания) наклонных и вертикальных свай через опоры сооружения или через муфты и направляющие, а также для вдавливания вертикальных свай только через муфты, без боковых ограничителей. При вычислении напряжений в сваях необходимо учитывать нагрузки от волн, течения и ветра как для случая перемещения молота, так и в момент удара (который может наноситься выше или ниже поверхности воды). Необходимо учитывать также, что если для паровоздушных молотов вес ударной части обычно удерживается краном, то для гидромолотов весь вес прикладывается к свае.

Энергия удара молота обычно подбирается из условия получения достаточно низкого залога. Поэтому значения залогов сами по себе не дают непосредственно информацию по стратиграфическому разрезу грунта и его сопротивлению. Поскольку баба молота (главный, совершающий возвратно-поступательное движение элемент молота) находится в корпусе, эффективность работы молота не удается оценить визуально. Поэтому для контроля работы молота необходима инструментальная запись параметров работы молота, включая скорость удара бабы, ход, давление в системе, а также частоту ударов. Иногда является целесообразным снабжать отдельные сваи надежными измерителями передаваемой свае энергии, то предоставляет данные для уточнения геологического разреза основания и для ограничения напряжений в свае.

Мониторинг подводной забивки свай требует нанесения на сваи легко обнаруживаемых и однозначно интерпретируемых контрольных точек и применение надежных телевизионных камер или дистанционно управляемых подводных аппаратов (ROV), которые способны обеспечивать устойчивость своего местоположения. Альтернативным решением для мелководных площадок может быть увеличение корпуса молота или использование свайного подбабка, что позволит осуществлять контроль залогов над водой.

Поскольку прокладки-амортизаторы при забивке не используются, то характеристики ударов бабы по свайному оголовку не меняются по мере забивки сваи и отсутствует необходимость замены амортизаторов. Вместе с тем, поскольку имеет место ударный контакт стали по стали, необходимо выполнить проверку головы сваи на неразрушение.

При выборе гидравлических молотов для глубоководного применения следует учитывать возможное снижение эффективности забивки вследствие увеличения трения между бабой и окружающим ее воздухом. Необходимо обеспечить подачу в молот достаточного объема воздуха, чтобы не допустить поступление в него воды. Должен быть обеспечен свободный выход воды из сваи. При разработке проекта производства работ следует учитывать, что замена гидравлического молота обычно требует большего времени, чем замена паровоздушного.

9.8 Буронабивные сваи

Существует два типа буронабивных свай, применяемых в устройстве морских фундаментов:

- одноярусные сваи: для устройства одноярусных буронабивных свай сначала бурится скважина увеличенного диаметра на требуемую глубину, затем свая опускается в скважину, а кольцевое пространство между сваей и грунтовой стенкой скважины цементируется. Сваи такого типа могут устанавливаться только в грунтах, которые способны сохранять открытый ствол, пробуренный в грунтовом массиве основания;

- двухъярусные сваи: двухъярусные буронабивные сваи состоят из двух соосно размещаемых свай, которые после цементирования образуют в единую конструкцию. Для устройства такой сваи сначала свая первого яруса (внешняя) забивается на глубину, которая достижима с используемым буровым оборудованием и ниже которой грунт способен сохранять открытый пробуренный ствол. Наружная свая затем становится обсадной колонной для следующей операции, которая заключается в бурении через нее до необходимой глубины скважины меньшего диаметра для устройства сваи второго яруса - "внутренней". Внутренняя свая устанавливается в пробуренную скважину, после чего выполняется цементирование кольцевого пространства между внутренней сваей и грунтовой стенкой скважины на втором ярусе, а также пространство между двумя сваями на первом ярусе. Диаметр скважины под внутреннюю сваю должен по крайней мере на 150 мм (6 дюймов) превышать диаметр вставной сваи.

Бурение скважин для буронабивных свай может выполняться без крепления стенок или под защитой бурового (глинистого) раствора, который препятствует обрушению стенок скважины. Для некоторых грунтов буровой раствор может оказывать негативное воздействие на стенки скважины. Если он используется, то после завершения бурения необходимо обеспечить промывку скважины циркулирующей водой, обеспечивая целостность ствола скважины. В типичном случае для обеспечения требуемого потока для удаления выбуренной породы применяется обратная циркуляция. При выполнении буровых операций необходимо обеспечивать прямолинейность оси скважины и минимизировать возможность ее обрушения.

Для обеспечения равномерного кольцевого пространства между внутренней сваей и стенками скважины необходимо применять скважинные центраторы. Чтобы при осуществлении цементирования кольцевого пространства избежать цементирования внутри сваи, на ее нижнем конце может быть установлен цементировочный башмак. В этом случае, чтобы предотвратить всплытие сваи в цементном растворе, может потребоваться закрепление нижнего конца сваи. При наличии в основании грунтов, на которые морская вода может оказывать негативное воздействие, время до начала цементирования скважины необходимо минимизировать. Качество цементного раствора следует регулярно проверять в ходе цементирования каждой сваи. При цементировании должны быть обеспечены надежные технические средства для определения полноты заполнения кольцевого пространства. В случае близкого расположения свай пробуренные скважины в общем случае не должны оказаться открытыми одновременно. При выполнении одновременного цементирования нескольких скважин требуется выполнение расчетного обоснования, что отсутствует возможность снижения несущей способности свай в случае перетока цементного раствора в соседнюю скважину.

9.9 Сваи с уширенной пятой

Для разбуривания полости для устройства уширенной пяты в основании пробуренной скважины выполняется бурение уширения с помощью специальных уширительных долот. Допускается бурение основного ствола ниже уровня уширения, чтобы устроить зумпф для неизвлекаемого шлама. Уширение и внутреннее пространство сваи заполняются бетоном до высоты, достаточной для обеспечения передачи усилий между уширением и сваей. Соединение уширения со сваей должно обеспечивать передачи полного расчетного значения выдергивающей или сжимающей силы, для чего применяется стальное армирование, например, противосдвиговые закладные элементы, фасонные арматурные стержни или преднапряженная арматура.

9.10 Цементирование муфтовых соединений свай

Необходимо выполнять проверку характеристик сцепления цементного раствора со сталью в соединении между сваей и муфтой в соответствии с положениями и требованиями [4, раздел 15.1].

9.11 Мониторинг характеристик погружения сваи

В ходе забивки/задавливания основных свай или ребер юбки необходимо регистрировать и подвергать анализу комплексные данные по забивке и сопутствующим операциям на соответствие проекту организации строительства. Если наблюдаются значительные отклонения, то может потребоваться осуществление корректирующих мероприятий. Совокупность анализируемых данных может включать в себя:

- идентификационную информацию о сооружении и сваях, глубину моря и данные по расположению маркировочных высотных отметок на свае для определения заглубления;

- характеристики сваебойного молота;

- осадку сваи под собственным весом или весом новой секции;

- дополнительную осадку под весом молота;

- информацию о свайных подбабках (в случае необходимости);

- данные по отказам сваи в ходе забивки, параметры залогов (количество ударов в минуту) после каждых нескольких метров погружения сваи;

- общее количество ударов при достижении соответствующей глубины погружения;

- контроль энергии забивки и данные мониторинга молота (при наличии);

- данные, получаемые от контрольно-измерительных приборов, установленных на свае (при наличии);

- дату и время начала работы и остановок при забивке, включая время наладки;

- истекшее время для забивки каждой секции, с фактической длиной секций свай;

- отклонение характеристик работы молота и/или сваи в ходе забивки от стандартных значений;

- уровень поверхности грунтовой пробки или внутренней воды после забивки;

- любую другую полезную информацию по бурению, цементированию или бетонированию буронабивных или уширенных свай.

9.12 Установка направления и бурение неглубоких скважин

При планировании и осуществлении установки направления, а также при бурении неглубоких скважин необходимо учитывать возможность нарушения природной структуры грунта основания и реализацию последующий ситуаций с потенциальным снижением устойчивости стационарного сооружения или соседних направлений.

В ходе проведения буровых операций нарушения структуры грунта могут возникнуть из-за фильтрационного размыва, поверхностной эрозии или из-за наличия мелкозалегающих газовых карманов. Фильтрационный размыв может происходить в ситуации, когда давление буровой жидкости оказывается слишком высоким и происходит ее поглощение пластом; при этом возможно снижение прочностных свойств окружающего грунта. Поверхностная эрозия в скважине (неконтролируемое расширение пробуренного ствола) в большинстве случаев характерна для несвязных грунтов и может быть частично обусловлена высокими скоростями циркуляции буровой жидкости. Она приводит, в частности, к релаксации напряжений в околоскважинном пространстве. Реализация указанных явлений может сопровождаться потерей циркуляции бурового раствора, выходом раствора на поверхность моря не через направление, а возможно, и через образующийся грифон.

Если сваи устанавливаются в зоне нарушенного грунта, то может иметь место снижение продольной и боковой несущей способности и жесткости фундамента. Аналогичным образом может снизиться устойчивость фундаментов мелкого заложения и увеличиться осадка. При проектировании фундамента необходимо учитывать, что описанные отрицательные факторы могут проявиться как при бурении после установки сооружения на точку эксплуатации, так и перед этим, например, в случае предварительно установленного темплета (донной плиты), а также при ведении разведочного бурения. Близость слотов под бурение к уже имеющимся сваям или к местам будущей установки свай является критическим фактором, требующим специального анализа; при этом потенциальные угрозы существенно выше для не широких в плане сооружений с вертикальными сваями.

При установке направления под бурение и при бурении неглубоких скважин нужно учитывать следующие рекомендации:

- глубину установки направления следует выбирать с учетом профиля давления, отвечающего фильтрационному размыву. Глубину погружения направления целесообразно выбирать в слое связного грунта, который достаточно удален от расчетной глубины внедрения сваи, что ограничивает возможность нарушения структуры грунтов основания;

- метод установки направления с помощью бурения или бурения с забивкой требует большего внимания по сравнению столько забивкой/задавливанием;

- при установке направления или бурении неглубоких скважин необходимо ограничивать давления жидкостей с учетом расчетного профиля давления фильтрационного размыва. Скорости потоков бурового раствора и промывочной жидкости должны также контролироваться, чтобы избежать опасности поверхностной эрозии, особенно в пластах с несвязными грунтами.

Проектировщик сооружения должен быть ознакомлен с данными о выполненной установке направления и бурении неглубоких скважин. Необходим критический анализ потенциального влияния на эксплуатационную надежность фундамента имевших место различных инцидентов: потеря циркуляции, выход буровых жидкостей на поверхность дна не через направление, возникновение грифонов на морском дне. Если разрешено складирование бурового шлама на поверхности дна, то соответствующие массы грунта должны быть учтены в проекте фундамента, включая процедуры монтажа и демонтажа сооружения.

Характеристики трения на поверхности направления, устанавливаемого в связных грунтах с помощью подмыва, не могут быть определены методами, описанными в 8.1.3 и А.8.1.3 (приложение А). Дополнительные указания приведены в А.9.12 (приложение А).

10 Взаимодействие грунта с конструкциями вспомогательных подводных сооружений, райзеров и выкидных линий

Геотехнические аспекты взаимодействия грунта с конструкциями вспомогательных подводных сооружений, райзеров и выкидных линий описаны в А.10 (приложение А).

11 Расчеты якорей системы удержания для плавучих сооружений

Геотехнические аспекты проектирования якорей для систем удержания плавучих сооружений описаны в А.11 (приложение А).

Библиография

[1]	API RP 2GEO	Геотехнические аспекты и аспекты проектирования фундаментов, Рекомендованная практика 2GEO ANSI/API, Американский нефтяной институт, Вашингтон, округ Колумбия (Geotechnical and Foundation Design Considerations, ANSI/API Recommended Practice 2GEO, American Petroleum Institute, Washington DC)
[2]	Нормативный документ НД N 2-020201-018	Правила классификации, постройки и оборудования морских плавучих нефтегазодобывающих комплексов (ПНК). Санкт-Петербург, Российский морской регистр судоходства, 2021
[3]	Нормативный документ НД N 2-020201-015	Правила классификации, постройки и оборудования плавучих буровых установок (ПБУ) и морских стационарных платформ (МСП). Санкт-Петербург, Российский морской регистр судоходства, 2018
[4]	ИСО 19902:2020	Промышленность нефтяная и газовая. Стационарные стальные морские сооружения (Petroleum and natural gas industries - Fixed steel offshore structures)
[5]	ИСО 19903:2019	Промышленность нефтяная и газовая. Стационарные бетонные морские сооружения (Petroleum and natural gas industries - Fixed concrete offshore structures)
[6]	ИСО 19904	Промышленность нефтяная и газовая. Плавучие морские сооружения (Petroleum and natural gas industries - Floating offshore structures) (все части)
[7]	ИСО 19906:2019	Промышленность нефтяная и газовая. Арктические морские сооружения (Petroleum and natural gas industries - Arctic offshore structures)
[8]	ISO/TR 19905-2:2012	Промышленность нефтяная и газовая. Оценка передвижных морских оснований с учетом местных условий. Часть 2. Замечания по поводу самоподъемных оснований и подробные расчеты образца (Petroleum and natural gas industries - Site-specific assessment of mobile offshore units - Part 2: Jack-ups commentary and detailed sample calculation)
[9]	Tjelta T.I. Geotechnical aspects of bucket foundations replacing piles for the Europipe 16/11 jacket, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 7379, May 1994
[10]	Leblanc C., Houlsby G.T., Byrne B.W. Response of stiff piles in sand to long-term cyclic lateral loading. Geotechnique. 2009, 60 (2) pp. 79-90
[11]	Baecher G.B., Christian J.T. Reliability and Statistics in Geotechnical Engineering. John Wiley & Sons, 2003
[12]	Hicks M.A. An explanation of characteristic values of soil properties in Eurocode 7, Modern geotechnical design codes of practice: Implementation, application and development. IOS Press, 2012, pp. 36-45
[13]	DNVGL Recommended Practice DNV-RP-C207. Statistical Representation of Soil Data, DNVGLA/S. , 2012
[14]	Lacasse S., Nadim F., Rahim A., Guttormsen T.R. Statistical description of characteristic soil properties, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 19117, May 2007
[15]	Campbell K.J., Quiros Q.W., Young A.G., The Importance of Integrated Studies to Deepwater Site Investigation, Proc. 21st Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 5757, May 1988, p. 99-107
[16]	Doyle E.H. The Usefulness of High Resolution Geophysical Surveying to the Offshore Oil and Gas Industry - Gulf of Mexico, Proc. UN Meeting on Marine Engineering Geological Surveys for Petroleum Development in Developing Countries, Guangzhou, People's Republic of China, November 30-December 6, 1989, p. 1-10
[17]	Campbell K.J., Burrell R., Kucera M.S., Audibert J.M.E. Defining Fault Exclusion Zones at Proposed Suction-Anchor Sites Using an AUV Micro 3D Seismic Survey, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 17669, May 2005
[18]	Audibert J.M.E., Humphrey G.D., Campbell K.J., Guion J. Assessment of the Effects of Faults Intersecting TLP Pile Foundations, A Case History Review, Proc. Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Toulon, France, 2004
[19]	Berger W.J., Lanier D.L., Jeanjean P. Geologic Setting of the Mad Dog Mooring System, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 17914, May 2006
[20]	De Waal J.A., Smits R.M.M. Prediction of Reservoir Compaction and Surface Subsidence: Field Application of a New Model, Society of Petroleum Engineers, paper SPE 14124, Las Vegas, 1985
[21]	Abbs A.F., Needham A.D. Grouted Piles in Weak Carbonate Rocks, Proc. 17th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 4852, May 1985
[22]	Angemeer J., Carlson E., Klick J.H. Techniques and Results of Offshore Pile Load Testing in Calcareous Soils, Proc. 5th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 1894, May 1973
[23]	ARGEMA-CLAROM, Foundations in Carbonate Soils, Design Guide for Offshore Structures, Technip ed., 1994
[24]	Barthelemy H.C., Martin R., Le Tirant P.M., Nauroy J.F. Grouted Driven Piles: An Economic and Safe Alternate for Pile Foundations, Proc. 19th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 5409, May 1987
[25]	Clark A.R., Walker B.F., A Proposed Scheme for the Classification and Nomenclature for Use in the Engineering Description of Middle Eastern Sedimentary Rocks. Geotechnique. 1977, 27 (1) pp. 93-99
[26]	Datta M., Gulhati S.K., Rao G.V. Crushing of Calcareous Sands During Shear, Proc. 11th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 3525, May 1979
[27]	Ping W.C.V., Locke G.E., De Mello J.R., De Matos S.F.D. Performance Assessment of Deep Penetration Offshore Piles Driven Into Calcareous Soils, Proc. 16th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 4836, May 1984
[28]	Dutt R.N., Cheng A.P Frictional Response of Piles in Calcareous Deposits, Proc. 16th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 4838, May 1984
[29]	Dutt R.N., Ingram W.B. Significance of In-Situ and Laboratory Tests for Design of Foundations in Granular Carbonate Soils, Proc. 23rd Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 6515, May 1991
[30]	Dutt R.N., Moore J.E., Mudd R.W., Rees Т.Е. Behaviour of Piles in Granular Carbonate Sediments from Offshore Philippines, Proc. 17th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 4849, May 1985
[31]	Finnie I.M.S., Randolph M.F. Punch-Through and liquefaction induced failure of shallow foundations on calcareous sediments, Proc. 7th Intl. Conf. on Behaviour of Off-Shore Structures BOSS'94, MIT, Boston, 1994, p. 217-230
[32]	Finnie I.M.S., Randolph M.F. Bearing response of shallow foundations in uncemented calcareous soil, Proc. Intl. Conf. on Centrifuge Testing, Singapore, 1994, p. 535-540
[33]	Fragio A.G., Santiago J.L., Sutton V.J.R. Load Tests on Grouted Piles in Rock, Proc. 17th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 4851, May 1985
[34]	Gilchrist J.M. Load Tests on Tubular Piles in Coralline Strata. J. Geotech. Eng. 1985, 111 (5)
[35]	Gunasena U., Joer H.A., Randolph M.F. Design approach for grouted driven piles in calcareous soil, Proc. 27th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 7669, May 1995
[36]	Murff J.D. Pile Capacity in Calcareous Sands: State-of-the-Art. J. Geotech. Eng. 1987 May, 113 (5)
[37]	Nauroy J.F., Brucy F., Le Tirant P. Static and Cyclic Load Tests on a Drilled and Grouted Pile in Calcareous Sands, Proc. 4th Intl. Conf. on Behaviour of Off-Shore Structures, BOSS'85, Delft, July 1985
[38]	Nauroy J.F., Le Tirant P. Model Tests of Piles in Calcareous Sands, Specialty Conf. on Geotechnical Practice in Offshore Engineering. ASCE, Austin, Texas, 1983
[39]	Poulos H.G., Uesugi M., Young G.S. Strength and Deformation Properties of Bass Strait Carbonate Sands, Geotechnical Engineering Journal, ASCE, 2 (2), 1982
[40]	Poulos H.G. Cyclic Degradation of Pile Performance in Calcareous Soils, Proc. Symp. on Analysis and Design of Pile Foundations, San Francicso, California, Joseph Ray Meyer (ed). October 1984
[41]	Poulos H.G, Chua E.W. Bearing Capacity of Foundations on Calcareous Sand, Proc. 11th Intl. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, ICSMFE, 3, San Francisco, California, 1985
[42]	Puech A., Bustamante M., Auperin L. Foundation Problems in Coral Soils: A Case History, The Oil Terminal of Mantanzas, Cuba, Proc. 22nd Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 6238, May 1990
[43]	Randolph M.F., Joer H.A., Khorshid M.S., Hyden A.M. Field and laboratory data from pile load tests in calcareous soil, Proc. 28th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 7992, May, 1996
[44]	Peuchen J., De Ruijter M., Goedemoed S. Commercial Characterization of Calcareous Soils, Proc. 2nd Intl. Conf. on Engineering for Calcareous Sediments, Bahrain 1999, Al Shafei K.A. (ed.), A.A. Balkema, Rotterdam, 2000
[45]	Erbrich C.T. Australian Frontiers - Spudcans on the Edge, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, September 2005, p. 49-74
[46]	Humpheson C. Foundation Design of Wandoo В Concrete Gravity Structure, Proc. Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Foundation Behaviour, SUT OSIF, London, 1998
[47]	Neubecker S.N., Erbrich C.T. Bayu Undan Substructure Foundations, Geotechnical Design and Analysis, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 16157, Houston, Texas, May 2004
[48]	Randolph M.F., Erbrich C.T., Design of Shallow Foundations for Calcareous Sediments, Proc. 2nd Intl. Conf. on Engineering for Calcareous Sediments, Bahrain, February 1999, Al Shafei K.A. (ed.), A.A. Balkema, Rotterdam, 2000
[49]	Watson P.G., Humpheson C. Foundation design and installation of the Yolla A platform, Proc. 6th Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Geotechnics, SUT OSIG, London, 2007, p. 399-412
[50]	Jeanjean P., Watson P.G., Kolk H.J., Lacasse S. RP2GEO: The new API recommended practice for geotechnical engineering, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 20631, May 2010
[51]	Helfrich S.C., Young A.G., Ehlers C.J. Temporary Seafloor Support of Jacket Structures, Proc. 12th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 3750, May 1980
[52]	Highter W.H., Anders J.C. Dimensioning Footings Subjected to Eccentric Loads. J. Geotech. Eng. 1985, 111 (GT5) pp. 659-665
[53]	Gourvenec S., Steinepreis M. Undrained Limit States of Shallow Foundations Acting in Consort. Int. J. Geomech. 2007, 7 (3) pp. 194-205
[54]	Jostad H.P., Andersen K.H. Potential Benefits of Using Skirted Foundations for Jack-Up Platforms, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 18016, May 2006
[55]	Ukritchon В., Whittle A.J., Sloan S.W. Undrained Limit Analysis for Combined Loading of Strip Footings on Clay. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 1998, 124 (3) pp. 265-276
[56]	Gourvenec S. Failure envelopes for offshore shallow foundation under general loading. Geotechnique. 2007, 57 (9) pp. 715-727
[57]	Gourvenec S. Failure envelopes for offshore shallow foundation under general loading. Geotechnique. 2007, 57 (9) pp. 715-727
[58]	Feng X., Randolph M.F., Gourvenec S., Wallerand R. Design approach for rectangular mudmats under fully three dimensional loading. Geotechnique. 2014, 64 (1) pp. 51-63. DOl:10.1680/geot.13.P.051
[59]	Martin C.M. Vertical bearing capacity of skirted circular foundations on Tresca soil, Proc. 15th Intl. Conf. on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, ICSMGE, Istanbul, 2001, 1, p. 743-746
[60]	Hu Y., Randolph M.F. Bearing Capacity of Caisson Foundations on Normally Consolidated Clay. Soil Found. 2002, 42 (5) pp. 71-77
[61]	Houlsby G.T., Martin C.M. Undrained bearing capacity factors for conical footings on clay Geotechnique. 2003, 53 (5) pp. 513-520
[62]	Salgado R., Lyamin A.V., Sloan S.W., Yu H.S. Two- and three-dimensional bearing capacity of foundations in clay Geotechnique. 2004, 54 (5) pp. 297-306
[63]	Gourvenec S., Randolph M.F., Kingsnorth O. Undrained bearing capacity of square and rectangular footings, int. J. Geomech. 2006, 6 (3) pp. 147-157
[64]	Gourvenec, S., Mana D.K.S., Undrained vertical bearing capacity factors for shallow foundations, Geotechnique Letters, doi: 10.1680/geolett.11.00026, 2011
[65]	Bransby M., Randolph M.F. Combined loading of skirted foundations. Geotechnique. 1998, 48 (5) pp. 637-655
[66]	Bransby M., Randolph M.F. The effect of embedment depth on the undrained response of skirted foundations to combined loading, Soils and Foundations. JGS. 1999, 39 (4) pp. 19-33
[67]	Randolph M.F., Puzrin A.M. Upper bound limit analysis of circular foundations on clay under general loading. Geotechnique. 2003, 53 (9) pp. 785-796
[68]	Gourvenec S. Effect of embedment on the undrained capacity of shallow foundations under general loading. Geotechnique. 2008, 58 (3) pp. 177-185
[69]	Gourvenec S., Barnett S. Undrained failure envelope for skirted foundations under general loading. Geotechnique. 2011, 61 (3) pp. 263-270. DOI:10.1680/geot.9.T.027
[70]	Vulpe, C., Gourvenec, S., Power M., A generalized failure envelope for undrained capacity of circular shallow foundations under general loading, Geotechnique Letters, Vol 4, Issue July - September 2014, doi 10.1680/geolett. 14.00010, 2014
[71]	Gourvenec S. Shape effects on capacity of rectangular footings under combined load. Geotechnique. 2007, 57 (8) pp. 637-646
[72]	Taiebat H.A., Carter J.P. A failure surface for circular footings on cohesive soils. Geotechnique. 2010, 60 (4) pp. 265-273
[73]	Taiebat H.A., Carter J.P. Numerical studies of the bearing capacity of shallow foundations on cohesive soil subjected to combined loading. Geotechnique. 2000, 50 (4) pp. 409-418
[74]	Bransby M.F., Yun G. The undrained capacity of skirted strip foundations under combined loading. Geotechnique. 2009, 59 (2) pp. 115-125
[75]	Mana D.K.S., Gourvenec S., Martin C.M. Critical skirt spacing for shallow foundations under general loading. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2013, 139 (9) pp. 1554-1566. DOI:10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0000882
[76]	Feng X., Gourvenec S. Optimal shear key interval for offshore shallow foundations, Proc 32nd Intl. Conference on Ocean and Arctic Engineering, OMAE, Nantes, 2013
[77]	Yun G., Bransby M.F. The horizontal-moment capacity of embedded foundation in undrained soil. Can. Geotech. J. 2007, 44 pp. 409-424
[78]	Butterfield R., Gottardi G. A complete three dimensional failure envelope for shallow footings on sand. Geotechnique. 1994, 44 (1) pp. 181-184
[79]	Byrne B.W., Houlsby G.T. Observation of footing behaviour on loose carbonate sand. Geotechnique. 2001, 51 (5) pp. 463-466
[80]	Tan F.S. Centrifuge and theoretical modelling of conical footings on sand, Ph.D. Thesis, University of Cambridge, UK, 1990
[81]	Dean E.T.R., James R.G., Schofield A.N., Tan F.S.C., Tsukamoto Y. The bearing capacity of conical footing on sand in relation to the behaviour of spudcan footing of jack-ups, Proc. Wroth Memorial Symposium: Predictive Soil Mechanics, Oxford, UK, 1992, p. 230-253
[82]	Montrasio L., Nova R. Settlements of shallow foundations on sand; geometrical effects. Geotechnique. 1997, 47 (1) pp. 49-60
[83]	Andersen K.H., Lauritzsen R. Bearing capacity for foundation with cyclic loads. J. Geotech. Eng. 1988, 114 (GT5) pp. 540-555
[84]	Andersen K.H., Allard M.A., Hermstad J. Centrifuge model tests of a gravity platform on very dense sand. II: Interpretation, Proc. 7th Intl. Conf. on Behaviour of Off-Shore Structures, BOSS'94, MIT, Boston, 1994, 1, p. 255-282
[85]	Andersen K.H. Bearing capacity under cyclic loading - Offshore, along the coast and on land, The 21st Bjerrum Lecture, Oslo, 23 Nov. 2007. Can. Geotech. J. 2009, 46 pp. 513-535
[86]	Andersen K.H. Foundation design of offshore gravity structures, Chapter 4 in Cyclic Loading of Soils. From Theory to Design, M.P. O'Reilly and S.F. Brown (eds.), Blackie and Son, 1991
[87]	Brinch-Hansen J. A revised and extended formula for bearing capacity, The Danish Geotechnical Institute, Bulletin No. 2, Copenhagen, 1970
[88]	Davis E.H., Booker J.R. The Effect of Increasing Strength with Depth on the Bearing Capacity of Clays. Geotechnique. 1973, 23 (4) pp. 551-563
[89]	Matar M., J. portante d'une semelle filante sur sol purement d'epaisseur et de variable avec la profondeur. Revue de . 1977, 1 pp. 37-52
[90]	J., Matar M. portante des fondations superficielles circulaires. Journal de et . 1982, 1 (2) pp. 237-267
[91]	Foundations D.N.V.G.L. Classification Note No. 30.4, DNVGL A/S. , 1992, pp. 54.
[92]	Prandtl, L., Eindringungsfestigkeit und Festigkeit von Schneiden, Angew. Math. U. Mech, 1 (15), 1920
[93]	Терцаги К. Теория механики грунтов, М., 1961
[94]	Martin С.М. New Software for Rigorous Bearing Capacity Calculations, Proc. Intl. Conf. on Foundations, Dundee, UK, 2003, p. 581-592
[95]	Schofield, A. N., Interlocking, and Peak and Design Strengths, Geotechnique, 56 (5), 2006, p. 357-358; Discussions and response in , 58 (6), 2008, p. 527-532
[96]	Finnie I.M.S., Morgan N. Torsional Loading of Subsea Structures, Proc. 14th Intl. Offshore and Polar Engineering Conf., ISOPE, Toulon, France, 2004
[97]	Cassidy M.J., Cheong J. The behaviour of circular footings on sand subjected to combined vertical-torsion loading, Intl. Journal of Physical Modelling in Geotechnics. 2005, 5 (4) pp. 1-14
[98]	Poulos H.G., Davis E.H. Elastic Solutions for Soil and Rock Mechanics. John Wiley & Sons, 1974
[99]	Doherty J.P., Deeks A.J. Elastic response of circular footings embedded in a non-homogeneous half-space. Geotechnique. 2003, 53 (8) pp. 703-714
[100]	Holtz R.D. In: Stress Distribution and Settlement of Shallow Foundations, Foundation Engineering Handbook. (Fang H.Y., ed.). Kluwer Academic Publishers Group, Second Edition, 1991
[101]	Gourvenec S., Randolph M.F, Consolidation beneath skirted foundations due to sustained loading, Int. Journal of Geomechanics, January/February, 10 (1), 2010, p. 22-29
[102]	Gourvenec S., Randolph M.F. Effect of foundation embedment and soil properties on consolidation response, Proc Int. Conf. on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, ICSMGE, Alexandria, Egypt, 2009, p. 638-641
[103]	Andersen K.H., Hoeg K. Deformations of soils and displacements of structures subjected to combined static and cyclic loads, Proc. Xth European Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, ECSMFE, Firenze, 4, 1991, p. 1147-1158
[104]	API RP 2A, Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms - Working Stress Design, American Petroleum Institute, Washington DC (Рекомендованная практика по планированию, проектированию и строительству стационарных морских платформ - Расчет по допустимым напряжениям, Американский нефтяной институт, Вашингтон, округ Колумбия)
[105]	Murff J.D. Pile capacity in a softening soil. Int. J. Numer. Anal. Methods Geomech, 1980 April-June, 4 (2) pp. 185-189
[106]	Randolph M.F. Design considerations for offshore piles, Proc. Intl. Conf. on Geotechnical Practice in Offshore Engineering, Austin, Texas, ASCE, April 27-29, 1983, p. 422-439
[107]	Tomlinson M.J. Pile Design and Construction Practice. E. and F.N. Spon, Fourth Edition, 1994
[108]	Kraft L.M., Focht J.A., Amarasinghe S.F. Friction capacity of piles driven into clay. J. Geotech. Eng. Div. 1981 November, 107 (GT11) pp. 1521-1541
[109]	Semple R.M., Rigden W.J. Shaft capacity of driven pipe piles in clay, Proc. Intl. Symposium on Analysis and Design of Pile Foundations, San Francisco, ASCE, October 1984. P. 59-79
[110]	Randolph M.F., Murphy B.S. Shaft capacity of driven piles in clay, Proc. 17th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 4883, May 1985
[111]	Pelletier J.H., Murff J.D., Young A.C. Historical development and assessment of current API design methods for axially loaded piles, Proc. 27th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 7157, May 1993
[112]	Kolk H.J., Van Der Velde E. A reliable method to determine friction capacity of piles driven into clays, Proc. 28th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 7993, May 1996
[113]	Olson, R.E., Analysis of Pile Response Under Axial Loads, Report to API, December 1984
[114]	Clarke J., ed. Large-Scale Pile Tests in Clay. Thomas Telford Publ, London, UK, 1993
[115]	Kraft L.M., Lyons C.G. State of the art: Ultimate axial capacity of grouted piles, Proc. 6th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 2081, May 1974
[116]	O'Neill M.W., Hassan K.M. Drilled Shafts: Effects of Construction on Performance and Design Criteria, Proc. Intl. Conf. on Design and Construction of Deep Foundations, U.S. Federal Highway Administration, FHWA, 1, 1994, p. 137-187
[117]	Coyle H.M., Reese L.C. Load transfer for axially loaded piles in clay. J. Soil Mech. Found. Div. 1966 March, 92 (SM2) pp. 1-26
[118]	Ladd C.C., Foott R. New Design Procedure for Stability of Soft Clays. J. Geotech. Eng. Div. 1974 July, 100 (7) pp. 763-786
[119]	Ladd C.C., Foott R., Ishihara K., Schlosser F., Poulos H.G. Stress Deformation and Strength Characteristics, State-of-the-Art Report, Proc. IX Intl. Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering, ICSMFE, Tokyo, 2, 1977, p. 421-494
[120]	Bogard J.D., Matlock H. Applications of model pile tests to axial pile design, Proc. 22nd Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 6376, May 1990
[121]	Lehane B.M., Jardine R.J. Displacement pile behaviour in glacial clay. Can. Geotech. J. 1994, 31 (1) pp. 79-90
[122]	Miller T.W., Murff J.D., Kraft L.M. Critical state soil mechanics model of soil consolidation stresses around a driven pile, Proc. 10th Offshore Technology Conf, Houston, Texas, paper OTC 3307, May 1978
[123]	Randolph M.F., Wroth C.P. An analytical solution for the consolidation around a driven pile. Int. J. Numer. Anal. Methods Geomech. 1979 July-September, 3 (3) pp. 217-230
[124]	Bond A.J., Jardine R.J. Shaft capacity of displacement piles in a high OCR clay. Geotechnique. 1995 March, 45 (1) pp. 3-23
[125]	O'Neill M.W., Hawkins R.A., Audibert J.M.E. Installation of pile group in overconsolidated clay. J. Geotech. Eng. Div. 1982 Nov., 108 (GT11) pp. 1369-1386
[126]	Overy R. The Use of ICP Design Methods for the Foundations of Nine Platforms Installed in the UK North Sea, Proc. 6th Intl. Conf. on Offshore Site Investigations and Geotechnics, SUT OSIG, September 2007, London, UK, p. 359-366
[127]	Yang Z.X., Jardine R., Guo W.B., Chow F. A new and openly accessible database of tests on piles driven in sands Geotechnique Letters. 2015, 5 pp. 12-20. DOl:10.1680/geolett.14.00075
[128]	Xu X., Schneider J.A., Lehane B.M. Cone penetration test (CPT) methods for end-bearing assessment of open- and closed-ended driven piles in siliceous sand. Can. Geotech. J. 2008, 45 pp. 11301141
[129]	Schneider J.A., Xu X., Lehane B.M. Database assessment of CPT-based methods for axial capacity of driven piles in siliceous sand. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2008, 134 (9) pp. 1227-1244
[130]	Olson R.E. Comparison of Measured and Axial Load Capacities of Steel Pipe Piles in Sand with Capacities Calculated Using the 1986 API RP2A Standard, Final Report to API, December 1987
[131]	Fugro. Axial Pile Capacity Design Method for Offshore Driven Piles in Sand, Fugro Engineers BV Report No. P1003 to API, Issue 3, 5 August 2004
[132]	Lehane B.M., Schneider J.A., Xu, X., A review of design methods for offshore driven piles in siliceous sand, UWA Report No. GEO: 05358, Univ. of Western Australia, Perth, September 2005
[133]	Lehane B.M., Schneider J.A., Xu X. The UWA-05 method for prediction of axial capacity of driven piles in sand, Proc. 1st Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, September 2005, p. 683-689
[134]	Kolk H.J., Baaijens A.E., Senders M. Design criteria for pipe piles in silica sands, Proc. 1st Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Sept. 2005, p. 711-716
[135]	Clausen C.J.F., Aas P.M., Karlsrud K. Bearing Capacity of Driven Piles in Sand, the NGI Approach, Proc. 1st Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, September 2005, p. 677-682
[136]	Jardine R., Chow F., Overy R., Standing J. ICP design methods for driven piles in sands and clays, Imperial College, Thomas Telford Publ., London, 2005
[137]	CUR Report. Bearing Capacity of Steel Pipe Piles, Centre for Civil Engineering Research and Codes, Gouda, August 2001
[138]	Randolph M.F., Leong E.C., Houlsby G.T. One-dimensional analysis of soil plugs in pipe piles. Geotechnique. 1991, 61 (4) pp. 587-598
[139]	Lehane B.M., Randolph M.F. Evaluation of a Minimum Base Resistance for Driven Pipe Piles in Siliceous Sand. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2002, 128 (3) pp. 198-205
[140]	Jamiolkowski M., Ghionna V.N., Lancellotta R., Pasqualini E. New Correlations of Penetration Tests for Design Practice, Proc. Intl. Symposium on Penetration Testing, ISOPT-1, Orlando, 20-24 March 1988, De Ruiter J. (ed.), A.A. Balkema, Rotterdam, 1, p. 263-296
[141]	Jamiolkowski M., Lo Presti D.C.F., Manassero M. Evaluation of Relative Density and Shear Strength of Sands from CPT and DMT, Proc. Intl. Symposium on Soil Behaviour and Soft Ground Construction, 5-6 October 2003, Cambridge, Mass., Geotechnical Special Publication No. 119, ASCE, p. 201-238
[142]	Youd T.L., Idriss I.M., Andrus R.D., Arango I., Castro G., Christian J.T. et al. Liquefaction resistance of soils: summary report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF workshops on evaluation of liquefaction resistance of soils. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2001 Oct., 127 (10) pp. 817-833
[143]	Lunne Т., Robertson P.K., Powell J.J.M. Cone Penetration Testing in Geotechnical Practice. Blackie Academic & Professional, 1997
[144]	Thompson G.W.L., Jardine R.J. The Applicability of the New Imperial College Design Method to Calcareous Sands, Proc. Intl. Conf. on Offshore Site Investigations and Foundation Behaviour, Society for Underwater Technology, SUT, London, 1998, p. 383-400
[145]	Kolk H.J. Deep Foundations in Calcareous Sediments, Proc. 2nd Intl. Conf. on Engineering for Calcareous Sediments, Bahrain, February 1999, 2, Al Shafei K.A. (ed.), A.A. Balkema, Rotterdam, 2000, p. 313-344
[146]	Fugro. Foundation Design - Bridge Piles, Jamuna Bridge, Bangladesh, Fugro Engineers BV, Final Report No. K-2380/120 to HDEC, June 1995
[147]	Whitehouse R. Scour at Marine Structures. Thomas Telford Publ, London, UK, 1998
[148]	NEN 6743, Calculation Method for Bearing Capacity of Pile Foundation, Compression Piles, Nederlandse Normalisatie Instituut, Geotechnics, September 2003
[149]	Focht J.A., Kraft L.M. Axial performance and capacity of piles. In: Planning and Design of Fixed Offshore Platforms, (McClelland В., Reifel M.D., eds). Van Nostrand Reinhold Comp, New York, 1986, pp. 763-800.
[150]	Bea R.G. Dynamic Response of Marine Foundations, Proc. Intl. Symposium Ocean Structural Dynamics '84, Corvallis Oregon, Oregon State University, 11-13 September 1984
[151]	Briaud J.-L., Felio G., Tucker L. Influence of Cyclic Loading on Axially Loaded Piles in Clay, Research Report API PRAC 83-42, Phase 2, Pile Response to Static and Dynamic Loads, December 1984
[152]	Briaud J.-L., Garland E. Influence of Loading Rate on Axially Loaded Piles in Clay, Research Report API PRAC 83-42, Phase 1, Pile Response to Static and Dynamic Loads, March 1984
[153]	Chen J-Y., Matarek B.A., Carpenter J.F., Young A., Gilbert R.B., Puskar F. and Verret S., Analysis of Potential Conservatism in Foundation Design for Offshore Platform Assessment, Offshore Technology Research Centre Report to the MMS and API, OTRC Library Number 8/09B198, September 2009
[154]	ASCE Panel on Offshore Platforms. Engineering Fixed Offshore Platforms to Resist Earthquakes, Specialty Conf. on Earthquake Engineering and Soil Dynamics, Geotechnical Engineering Division, 19-21 June 1978
[155]	Jardine R.J., Andersen K., Puech A. Cyclic loading of offshore piles: potential effects and practical design, Keynote Paper, Proc. SUT Conf. on Offshore Site Investigations and Geotechnics, OSIG, London, September 2012
[156]	Andersen K.H, Puech A.A., Jardine R.J. Cyclic resistant geotechnical design and parameters selection for offshore engineering and other applications, Proc. of ISSMGE Technical Committee TC 209 Workshop, Intl. Conf. on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, ICSMGE, Paris, 4 September 2013
[157]	Matlock H., Foo S.H.C. Axial analysis of piles using a hysteretic and degrading soil model, Proc. Intl. Conf. on Numerical Methods in Offshore Piling, London, Institution of Civil Engineers, ICE, 1980, p. 127-133
[158]	Poulos H.G. Cyclic axial pile response-alternative analyses, Proc. Intl. Conf. on Geotechnical Practice in Offshore Engineering, Austin, Texas, ASCE, 1983, p. 403-421
[159]	Karlsrud K., Nadim F., Haugen T. Piles in clay under cyclic axial loading. Field tests and computational modelling, Proc. 3rd Intl. Conf. on Numerical Methods in Offshore Piling, Nantes, France, 1986, Editions Technip, p. 165-190
[160]	Bea R.G., Litton R.W., Nour-Omid S., Chang J.Y., Vaish A.K. A specialized design and research tool for the modelling of near-field pile-soil interactions, Proc. 16th Offshore Technology Conf., paper OTC 4806, Houston, Texas, May 1984
[161]	Novak M., Sharnouby B.E. Stiffness Constants of Single Piles. J. Geotech. Eng. Div. 1983 July, 109 (7) pp. 961-974
[162]	Roesset J.M., Angelides C. Dynamic stiffness of piles, Proc. Intl. Conf. on Numerical Methods in Offshore Piling, London, U.K., Institution of Civil Engineers, ICE, 1980, p. 75-81
[163]	Lysmer J. Analytical Procedures in Soil Dynamics, Report No. UCB/EERC-79/29 presented at the ASCE Geotechnical Engineering Division Specialty Conf. on Earthquake Engineering and Soil Dynamics, Pasadena, California, December 1978
[164]	McClelland В., Ehlers C.J. Offshore Geotechnical Site Investigations. Planning and Design of Fixed Offshore Platforms, B. McClelland. and M.D. Reifel (eds.), Van Nostrand Reinhold Comp., New York, 1986, p. 224-265
[165]	Wood D.M. In: Laboratory Investigations of the Behaviour of Soils under Cyclic Loading: A Review, Soil Mechanics - Transient and Cyclic Loads. (Pande G.N, Zienkiewicz O.C., eds.). John Wiley & Sons, New York, Chapter 20. 1982
[166]	Bogard J.D., Matlock H., Audibert J.M.E., Bamford S.R. Three years' experience with model pile segment tool tests, Proc. 17th Offshore Technology Conf., paper OTC 4848, Houston, Texas, May 1985
[167]	Pelletier J.H., Doyle E.H. Tension Capacity in Silty Clays - Beta Pile Test, Proc. 2nd Intl. Conf. on Numerical Methods in Offshore Piling, Austin, Texas, 1982, p. 163-181
[168]	McAnoy R.P.L., Cashman A.C., Purvis O. Cyclic Tensile Testing of a Pile in Glacial Till, Proc. 2nd Intl. Conf. on Numerical Methods in Offshore Piling, Austin, Texas, 1982, p. 257-291
[169]	Gallagher K.A., St. John H.D. Field Scale Model Studies of Piles as Anchorages for Buoyant Platforms, Proc. European Offshore Petroleum Conf., paper EUR 135, London, U.K., 1980
[170]	Ove ARUP & Partners. Research on the Behaviour of Piles as Anchors for Buoyant Structures - Summary Report, Offshore Technology Report OTH 86 215. Department of Energy London, UK, 1986
[171]	Pelletier J.H., Sgouros G.E. Shear Transfer Behaviour of a 30-inch Pile in Silty Clay, Proc. 19th Offshore Technology Conf., paper OTC 5407, Houston, Texas, April 1987
[172]	Bea R.G., Vahdani S., Guttman S.I., Meith R.M., Paulson S.F. Analysis of the Performance of Piles in Silica Sands and Carbonate Formations, Proc. 18th Offshore Technology Conf., paper OTC 5145, Houston, Texas, May 1986
[173]	Coyle H.M., Suliaman I.H. Skin friction for steel piles in sand. J. Soil Mech. Found. Div. 1967 November, 93 (SM6) pp. 261-278
[174]	Vijayvergiya V.N. Load movement characteristics of piles, Proc. Intl. Conf. of the Ports '77, American Society of Civil Engineers, ASCE, 2, 1977, p. 269-284
[175]	Reese L.C., O'Neill M., Criteria for Design of Axially Loaded Drilled Shafts, Centre for Highway Research Report, University of Texas, August 1971
[176]	Matlock H. Correlations for Design of Laterally Loaded Piles in Soft Clay, Proc. 2nd Offshore Technology Conf, paper OTC 1204, Houston, Texas, April 1970
[177]	Reese L.C., Cox W.R. Field Testing and Analysis of Laterally Loaded Piles in Stiff Clay, Proc. 5th Offshore Technology Conf, paper OTC 2312, Houston, Texas, April 1975
[178]	Battacharya S., Carrington T.M., Aldridge T.R. Design of FPSO Piles Against Storm Loading, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 17861, Houston, Texas, May 2006
[179]	O'Neill M.W., Murchison J.M., An Evaluation of p-y Relationships in Sands, Research Report No GT-DF02-83, API PRAC 82-41-1, University of Houston, Texas, March 1983
[180]	Georgiadis M. Development of p-y Curves for Layered Soils, Proc. Intl. Conf. on Geotechnical Practice in Offshore Engineering, ASCE, Austin, Texas, 1983, p. 536-545
[181]	Poulos H.G., Randolph M.F. Pile Group Analysis: A Study of Two Methods. J. Geotech. Eng. Div. 1983, 109 (3) pp. 335-372
[182]	Focht J.A., Koch K.H. Rational Analysis of the Lateral Performance of Offshore Pile Groups, Proc. 5th Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 1896, May 1973
[183]	O'Neill M.W. Group Action in Offshore Piles, Proc. Intl. Conf. on Geotechnical Practice in Offshore Engineering, ASCE, Austin, Texas, 1983, p. 25-64
[184]	O'Neill M.W., Dunnavant T.W. An evaluation of the behaviour and analysis of laterally loaded pile groups, Research Report No. UHCE 85-11, API, PRAC 84-52, University of Houston. Department of Civil Engineering, University Park, 1985
[185]	Reese L.C., Wright S.G., Aurora R.P. Analysis of a pile group under lateral loading, in Laterally Loaded Deep Foundations: Analysis and Performance, Special Technical Publication. ASTM Spec. Tech. Publ. 1984, 835 pp. 56-71
[186]	Jonker G., Middendorp P. Subsea Installations Using Vibratory Piling Hammers, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 5776, Houston, Texas, May 1988
[187]	Smith E.A.L., Pile Driving Analysis by the Wave Equation, Journal of Soil Mechanics and Foundation Design, ASCE, 86, August, 1960
[188]	Gibson G., Coyte H.M. Soil Damping Constants Related to Common Soil Properties in Sand and Clays, Texas Transportation Institute, Report no. 125-1, Texas A&M Univ., College Station, 1968
[189]	Toolan F.E., Fox D.A. Geotechnical Planning of Piled Foundations for Offshore Platforms, Proc. Institution of Civil Engineers, Part 1. ICE, London, U.K., 1977, pp. 221-4.
[190]	Heerema E.P., Relationship between wall friction, displacement and horizontal stress in clay and sand for pile drivability analysis, Ground Engineering (12)1, January 1979
[191]	Roussel H.J. Pile Driving Analysis of Large Diameter High Capacity Offshore Pipe Piles, Ph.D. Thesis, Tulane University, March 1979
[192]	Heerema E.P., Dynamic point resistance in sand and clay for pile drivability analysis, Ground Engineering (14) 6, 1981
[193]	Semple R.S., Gemeinhardt J.P. Stress History Approach to Analysis of Soil Resistance to Pile Driving, Proc. 14th Offshore Technology Conf., paper OTC 3869, Houston, Texas, May 1981
[194]	Stevens R.S., Wiltsie E.A., Turton Т.Н. Evaluating Pile Drivability for Hard Clay, Very Dense Sand and Rock, Proc. 15th Offshore Technology Conf., paper OTC 4205, Houston, Texas, May 1982
[195]	Zandwijk C.J., Voeten J.A.J., Heerema E.P. An Improved Pile Drivability Theory for Gulf of Mexico Soils, Proc. 16th Offshore Technology Conf., paper OTC 4503, Houston, Texas, May 1983
[196]	Dolwin J., Khorshid M.S., Van Goudoever P. Evaluation of driven pile capacity - Methods and results, Proc. Intl. Conf. on Engineering for Calcareous Sediments, 2, Perth, 15-18 March 1988, A.A. Balkema, Rotterdam, p. 409-428
[197]	Hussein M., Rausche F., Likins G. Bearing Capacity of Piles and Conductors by Dynamic Analyses, Proc. Intl. Conf. on Engineering for Calcareous Sediments, 2, Perth, 15-18 March 1988, A.A. Balkema, Rotterdam, p. 439-447
[198]	Puech A., Poulet D., Boisard P. A Procedure to Evaluate Pile Drivability Analysis in the Difficult Soil Conditions of the Southern Partofthe Gulf of Guinea, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 8237, Houston, Texas, May 1990
[199]	Randolph M.F. Analysis of Stress-Wave Data from Pile tests at Pentre and Tilbrook, Proc. Intl. Conf. on Large-Scale Pile Tests in Clay, June 1992, Clarke J. (ed.), Thomas Telford, London, p. 436-453
[200]	Brucy F., Meunier J. Pile Resistance at a Dense Sand Site, Proc. Intl. Conf. on Application of Stress Wave Theory to Piles, The Hague, September 1992, p. 69-76
[201]	Mello J.R.C., Galgoul N.S. Piling and Monitoring of Large Diameter Closed-Toe Pipe Piles, Proc. Intl. Conf. on Application of Stress Wave Theory to Piles, The Hague, Sept. 1992, p. 443-448
[202]	Colliat J.L., Vergobbi P., Puech A. Friction Degradation and Set-Up in Hard Clays Offshore Congo and Angola, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, OTC paper 7192, Houston, Texas, May 1993
[203]	Doyle E.H. Pile Installation Performance for Four TLP's in the Gulf of Mexico, Proc. 31st Annual Offshore Technology Conf., OTC paper 10826, Houston, Texas, May 1999
[204]	Dutt R.N., Doyle E.H., Collins J.T., Ganguly P. A Simple Model to Predict Soil Resistance to Driving for Long Piles in Deepwater Normally Consolidated Clays, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 7668, Houston, Texas, May 1995
[205]	Alm Т., Hamre L. Soil Model for Pile Driveability Predictions Based on CPT Interpretations, Proc. Intl. Conf. on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, ICSMGE, Istanbul, June 2001
[206]	Evans T.G., Finnie E., Little R., Jardine R., Aldridge T.R. BP Clair Phase 1 - Geotechnical Assurance of Driven Piled Foundations in Extremely Hard Till, Proc. 2nd Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG II, Perth, Australia, November 2010
[207]	Stevens R.F., Wiltsie E.A., Middlebrooks B.S. Controlled Hard Driving, Proc. 2nd Intl. Conf. on Application of Stress-Wave Theory on Piles, Stockholm, May 1984
[208]	Wiltsie E.A., Stevens R.F., Vines W.R. Pile Installation Acceptance in Strong Soils, Proc. 2nd Intl. Conf. on Application of Stress-Wave Theory on Piles, Stockholm, May 1984
[209]	Tisseau E., Jaeck C., Cathie D. Controlling Conductor Deviation with inclined Driving Shoe, Proc. Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Geotechnics, SUT OSIG, London, U.K., Sept. 2007
[210]	Jeanjean P. Innovative Design Method for Deepwater Surface Casings, Proc. Society of Petroleum Engineers Technical Conf., paper SPE 77357, San Antonio, Texas, October 2002
[211]	Evans T.G., Feyereisen S., Rheaume G. Axial Capacities of Jetted Well Conductors in Angola, Proc. Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Geotechnics, SUT OSIG, London, U.K., November 2002
[212]	ИСО 13628 (все части)	Промышленность нефтяная и газовая. Проектирование и эксплуатация подводных добычных систем (Petroleum and natural gas industries. Design and operation of subsea production systems)
[213]	Bridge С. Effects of Seabed Interaction on Steel Catenary Risers, Ph.D. Thesis, University of Surrey, U.K., 2005
[214]	DNVGL Recommended Practice DNVGL-RP-0005. Fatigue Design of Offshore Steel Structures, DNVGL A/S. , 2005
[215]	Bridge C., Laver K., Clukey E., Evans T. Steel Catenary Riser Touchdown Point Vertical Interaction Model, Proc. Offshore Technology Conf., Houston, Texas, paper OTC 16628, May 2004
[216]	Aubeny C.P., Shi H., Murff J.D. Collapse Load for Cylinder Embedded in Trench in Cohesive Soil. Int. J. Geomech, 2005, 5 (4) pp. 320-325
[217]	Randolph M.F., White D.J. Pipeline Embedment in Deep Water: Processes and Quantitative Assessment, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 19128, Houston, Texas, May 2008
[218]	Colliat J.-L., Dendani H., Puech A., Nauroy J.-F. Gulf of Guinea Deepwater Sediments: Geotechnical Properties, Design Issues and Installation Experiences, Proc. 2nd Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG II, Perth, November 2010
[219]	Audibert J.M.E., Nyman D.J., O'Rourke T.D. Differential Ground Movement Effects on Buried Pipelines, Chapter 5 in Guidelines for the Seismic Design of Oil and Gas Pipeline Systems, prepared by the Committee on Gas and Liquid Fuel Pipelines of the ASCE Council on Lifeline Earthquake Engineering, 1984
[220]	Clukey E.C., Haustermans L., Dyvik R. Model Tests to Simulate Riser-Soil Interaction Effects in Touchdown Point Region, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Australia, September 2005, p. 651-658
[221]	Thethi R., Moros T. Soil Interaction Effects on Simple Catenary Riser Response, Proc. Intl. Conf. on Deepwater Pipeline & Riser Technology, Houston, Texas, 2001
[222]	Clukey E.C., Young A.G., Garmon G.S., Dobias J.R. Soil Response and Stiffness Laboratory Measurements of SCR Pipe/Soil Interaction, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 19303, Houston, Texas, May 2008
[223]	Bridge C.D., Howells H.A. Observations and Modeling of Steel Catenary Riser Trenches, Proc. 17th Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Lisbon, paper ISOPE-2007-468, July 2007
[224]	Zakeri A., Clukey E., Kebadze В., Jeanjean P., Walker D., Piercey G. et al. Recent Advances in Soil Response Modeling for Well Conductor Fatigue Analysis and Development of New Approaches, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 25795-MS, Houston, Texas, May 2015
[225]	Kramer S.L. Geotechnical Earthquake Engineering Book. Prentice Hall, 1996, pp. 653
[226]	Andersen K.H. Cyclic Clay Data for Foundation Design of Structures Subjected to Wave Loading, Proc. Intl. Conf. on Cyclic Behaviour of Soils and Liquefaction Phenomena, Bochum, Germany, 2004, p. 381-387
[227]	Jeanjean P. Re-Assessment of P-Y Curves for Soft Clays from Centrifuge Testing and Finite Element Modeling, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 20158, Houston, Texas, May 2009
[228]	Templeton J.S. Finite Element Analysis of Conductor/Seafloor Interaction, Proc. Offshore Technology Conf, paper OTC 20197, Houston, Texas, May 2009
[229]	API RP 2T, Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Tension Leg Platforms, American Petroleum Institute, Washington DC (Рекомендованная практика по планированию, проектированию и строительству платформ с натянутыми связями, Американский нефтяной институт, Вашингтон, округ Колумбия)
[230]	Clukey Е.С., Templeton J.S., Randolph M.F., Phillips R. Suction Caisson Response Under Sustained Loop Current Loads, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 16843, Houston, Texas, May 2004
[231]	Andersen K.H., Jostad H.P Foundation Design of Skirted Foundations and Anchors in Clay, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 10824, Houston, Texas, May 1999
[232]	Andersen K.H., Jostad H.P. Shear Strength along Inside of Suction Anchor Skirt Wall in Clay, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 16844, Houston, Texas, May 2004
[233]	Andersen K.H., Murff J.D., Randolph M.F., Clukey E., Erbrich C., Jostad H.P. et al. Suction Anchors for Deepwater Applications, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Australia, September 2005
[234]	Chen W., Randolph M.F. Centrifuge Tests on Axial Capacity of Suction Caissons in Clay, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Australia, September 2005
[235]	Chen W., Randolph M.F. Radial Stress Changes and Axial Capacity for Suction Caissons in Soft Clay. Geotechnique. 2007a, 57 (6) pp. 499-511
[236]	Chen W., Randolph M.F. Uplift Capacity of Suction Caissons under Sustained and Cyclic Loading in Soft Clay. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2007b, 133 (11) pp. 1352-1363
[237]	Clukey E.C., Morrison M.J. A Centrifuge Analytical Study to Evaluate Suction Caissons for TLP-Applications in the Gulf of Mexico, Proc. Intl. Conf. on Design and Performance of Deep Foundations, Dallas, Texas, October 1993, p. 141-156
[238]	Dendani H., Colliat J.-L. Girassol: Design Analysis and Installation of the Suction Anchors, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 14209, Houston, Texas, May 2002
[239]	Dendani H. Suction Anchors: Some Critical Aspects for their Design and Installation in Clayey Soils, Proc. Offshore Technology Conf, paper OTC 15376, Houston, Texas, May 2003
[240]	Randolph M.F., House A.R. Analysis of Suction Caisson Capacity in Clay, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 14236, Houston, Texas, May 2002
[241]	Hogervorst J.R. Field Trials with Large Diameter Suction Piles. Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 3817, Houston, Texas, May 1980
[242]	Lunne Т., Andersen K.H. Soft Clay Shear Strength Parameters for Deepwater Geotechnical Design, Proc. Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Geotechnics, SUT OSIG, London, U.K., September 2007
[243]	Colliat J.-L., Dendani H., Jostad H.P., Andersen K.H., Thorel L., Gamier J. et al. Centrifuge Testing of Suction Piles in Deepwater Nigeria Clay - Effect of Stiffeners and Set-Up Time, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG II, Perth, Australia, November 2010
[244]	Bruton D., Carr M., White D.J. The Influence of Pipe-Soil Interaction on Lateral Buckling and Walking of Pipelines: The SAFEBUCK JIP, Proc. Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Geotechnics, SUT OSIG, London, U.K., September 2007, p. 133-150
[245]	Westgate Z., White D.J., Randolph M.F. Video Observations of Dynamic Embedment During Pipelaying, Proc. Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, paper OMAE2009-79814, Honolulu, 2009
[246]	White D.J., Randolph M.F. Seabed Characterisation and Models for Pipeline-Soil Interaction, Intl. Journal of Offshore and Polar Engineering. ISOPE. 2007, 17 (3) pp. 193-204
[247]	Lund K.M. Effect of Increase in Pipeline Soil Penetration from Installation, Proc. ETCE/OMAE2000 Joint Intl. Conf. on Energy for the New Millenium, paper OMAE2000/PIPE-5047, New Orleans, 2000
[248]	Cathie D.N., Jaeck С., Ballard J.C., Wintgens J.-F. Pipeline geotechnics - state-of-the-art, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Australia, September 2005
[249]	White D.J., Cathie D.N. Geotechnics for Subsea Pipelines, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG II, Perth, Australia, November 2010
[250]	Murff J.D., Wagner D.A., Randolph M.F. Pipe Penetration in Cohesive Soil. Geotechnique. 1989, 39 (2) pp. 213-229
[251]	Randolph M.F., White D.J. Upper Bound Yield Envelopes for Pipelines at Shallow Embedment in Clay. Geotechnique. 2008b, 58 (4) pp. 297-301
[252]	Pedersen R.C., Olson R.E., Rauch A.F. Shear and Interface Strength of Clay at Very Low Effective Stress. Geotechnical Testing Journal, ASTM. 2003, 26 (1) pp. 71-78
[253]	Verley R., Sotberg T. A Soil Resistance Model for Pipelines Placed on Sandy Soils, Proc. Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, Calgary, 1992, 5-A, p. 123-131
[254]	Verley R., Lund K.M. A Soil Resistance Model for Pipelines Placed on Clay Soils, Proc. Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, Copenhagen, 1995, 5, p. 225-232
[255]	Bruton D.A.S., White D.J., Cheuk C.Y., Bolton M.D., Carr M.C. Pipe-Soil Interaction Behaviour during Lateral Buckling, Including Large Amplitude Cyclic Displacement Tests by the Safebuck JIP, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 17944, Houston, Texas, May 2006
[256]	White D.J., Ganesan S.A., Bolton M.D., Bruton D.A.S., Ballard J.-C., Langford T. Safebuck JIP - Observations of Axial Pipe-Soil Interaction from Testing on Soft Natural Clays, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 21249, Houston, Texas, May 2011
[257]	Merifield R.S., White D.J., Randolph M.F. Analysis of the Undrained Breakout Resistance of Partially Embedded Pipelines. Geotechnique. 2008, 58 (6) pp. 461-470
[258]	Langford Т.Е., Dyvik R., Cleave R. Offshore Pipeline and Riser Geotechnical Model Testing: Practice and Interpretation, Proc. Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, paper OMAE2007-29458, San Diego, California, June 2007
[259]	White D.J., Gaudin C. Simulation of Seabed Pipe-Soil Interaction Using Geotechnical Centrifuge Modelling, Proc. 1st Asia-Pacific Deep Offshore Technology Conf., DOT, Perth, Australia, December 2008
[260]	Hill A.J., White D.J., Bruton D.A.S., Langford Т., Meyer V., Jewell R. et al. A New Framework for Axial Pipe-Soil Resistance, illustrated by a Range of Marine Clay Datasets, Proc. 7th Intl. Conf. on Offshore Site Investigation and Geotechnics, SUT OSIG, London, September 2012
[261]	Ballard J.C., De Brier C., Stassen K., Jewell R.A. Observations of Pipe-Soil Response from In-Situ Measurements, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 24154, Houston, Texas, May 2013
[262]	API RP 2SK, Recommended Practice for Design and Analysis of Stationkeeping Systems for Floating Structures, American Petroleum Institute, Washington DC (Рекомендованная практика по проектированию и расчету систем удержания плавучих сооружений, Американский нефтяной институт, Вашингтон, округ Колумбия)
[263]	Senders М., Randolph M.F. CPT-Based Method for the Installation of Suction Caissons in Sand. J. Geotech. Geoenviron. Eng. 2009 Jan.
[264]	Tjelta T.I. Geotechnical Experience from the Installation of the Europipe Jacket with Bucket Foundations, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 7795, Houston, Texas, May 1995
[265]	Stove O.J., Bysveen S., Christophersen H.P. New Foundation Systems for the Snorre Development, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 6882, Houston, Texas, May 1992
[266]	Ruinen R., Degenkamp G. Anchor selection and installation for shallow and deepwater mooring systems, Proc. 11th Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Stavanger, Norway, June 2001
[267]	Foxton P. Latest Developments for Vertically Loaded Anchors, Proc. 2nd IBC Intl. Conf. on Mooring & Anchoring, Aberdeen, UK, June 1997
[268]	Wilde В., Treu H., Fulton T. Field Testing of Suction Embedded Plate Anchors, Proc. 11th Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Stavanger, Norway, June 2001
[269]	Brandao F.E.N., Henriques C.C.D., De Araujo J.B., Ferreira O.C. G, Dos Santos Amaral C., Albacora Leste Field Development - FPSO P-50 Mooring System Concept and Installation, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 18243, Houston, Texas, May 2006
[270]	Zimmerman E.H., Smith M.W., Shelton J.T. Efficient Gravity Installed Anchor for Deepwater Mooring, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 20117, Houston, Texas, May 2009
[271]	Lieng J.Т., Tjelta Т.I., Skaugset K. Installation of Two Prototype Deep Penetrating Anchors at the Gjoa Field in the North Sea, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 20758, Houston, Texas, May 2010
[272]	DNVGL Recommended Practice DNV-RP-E301. Design and Installation of Fluke Anchors in Clay, DNVGL A/S, , Norway
[273]	Dunnavant T.W., Kwan C.T. Centrifuge Modelling and Parametric Analyses of Drag Anchor Behaviour, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 7202, Houston, Texas, May 1993
[274]	DNVGL Recommended Practice DNV-RP-E302. Design and Installation of Plate Anchors in Clay, DNVGL A/S, , Norway
[275]	Andersen K.H., Lauritzen R. Bearing Capacity for Foundations with Cyclic loads. J. Geotech. Eng. 1988, 114 (GT5) pp. 540-555
[276]	Dahlberg R., Strom P.J. Unique Onshore Tests of Deepwater Drag-In Plate Anchors, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 10989, Houston, Texas, May 1999
[277]	NCEL, Technical Data Sheet 83-08R, Drag Embedment Anchors for Navy Moorings, Naval Civil Engineering Laboratory, June 1987
[278]	Neubecker S.N., Randolph M.F. The Static Equilibrium of Drag Anchors in Sand. Can. Geotech. J. 1996, 33 pp. 574-583
[279]	Stevens J.В., Audibert J.M. Re-Examination of p-y Curve Formulations, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 3402, Houston, Texas, May 1979
[280]	Hunt R.J., Chan J.H.-C., Doyle E.H. Driving Fatigue Estimation for Ursa TLP 96in OD Piles, Proc. 9th Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Brest, France, May 1999
[281]	Buitrago J., Wong P.C. Fatigue Design of Driven Piles for Deepwater Applications, Proc. 13th Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Honolulu, Hawaii, May 2003
[282]	DNVGL Recommended Practice DNV-RP-E303. Geotechnical Design and Installation of Suction Anchors in Clay, DNVGL A/S, , Norway
[283]	Raines R.D., Ugaz O., Gamier J. Centrifuge Modelling of Suction Piles in Clay, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Australia, September 2005
[284]	Skempton A.W. The Bearing Capacity of Clays, Proc. Building Research Congress, London, 1951
[285]	Erbrich C., Hefer P. Installation of the Laminaria Suction Piles - A Case History, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 14240, Houston, Texas, May 2002
[286]	Andersen K., Andresen L., Jostad H.P, Clukey E. Effect of Skirt Geometry on Set-Up Outside Suction Anchors in Soft Clays, Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, paper OMAE2004-51564, Vancouver, 2004
[287]	Aas P.M., Saue M., Aarsnes J. Design Predictions and Measurements during Installation of Suction Anchors with and without Water-Flow System to Help Installation through Layered Soil Profiles, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 20294, Houston, Texas, May 2009
[288]	Chen W.F. Limit Analysis and Soil Plasticity. Elsevier Publishing Comp, Amsterdam, 1975
[289]	Randolph M.F., Houlsby G.T., The Limiting Pressure on a Circular Pile Loaded Laterally in Cohesive Soil, Geotechnique, 34 (4), London, 1984, p. 613-623
[290]	Murff J.D., Hamilton J.M. P-Ultimate for Undrained Analysis of Laterally Loaded Piles. J. Geotech. Eng. 1993, 119 (1) pp. 91-107
[291]	Sparrevik P. Suction Anchor - A Versatile Foundation Concept Finding Its Place in the Offshore Market, Proc. 17th Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, paper 98-3096, Lisbon, July 1998
[292]	Randolph M., O'Neill M.P., Stewart D.P. Performance of Suction Anchors in Fine-Grained Calcareous Soils, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 8831, Houston, Texas, 1998
[293]	Andersen K.H., Murff J.D., Randolph M. Deepwater Anchor Design Practice - Vol. II-2 Suction Caisson Anchors - 3D Finite Element Analyses and Comparison with Simplified Capacity Prediction Methods, Phase II Report submitted to API/Deepstar, 2004
[294]	McClelland В., Focht J.A. Soil Modulus for Laterally Loaded Piles. Trans. Am. Soc. Civ. Eng. 1958, 123 (1049)
[295]	Matlock H. Applications of Numerical Methods to Some Structural Problems in Offshore Operations. J. Pet. Technol. 1963, pp. 1040-1046
[296]	Hamilton J.M., Murff J.D. Ultimate Lateral Capacity of Piles in Clay, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 7667, Houston, Texas, May 1995
[297]	Grande L. Samvirke Mellom Pel og Jord, Lic. Techn. Thesis, NTH, Institute for Soil Mechanics and Foundation Engineering, Trondheim, Norway, 1976
[298]	Andersen K.H., Jostad H.P. Shear Strength Along Outside Wall of Suction Anchors in Clay After Installation, Proc. Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Kyushu, Japan, 2002
[299]	Bogard D. Effective Stress and Axial Pile Capacity: Lessons Learned from Empire, Proc. Offshore Technology Conf, paper OTC 13059, Houston, Texas, May 2001
[300]	Whittle A.J., Sutabutr T., Prediction of Pile Set-Up in Clay, Transportation Research Record, 1663, 1999, p. 33-41
[301]	Clukey E., Aubeny C., Murff J.D. Comparison of Analytical and Centrifuge Model Tests for Suction Caissons Subjected to Combined Loads, Proc. 22nd Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, OMAE2003-37503, Cancun, Mexico, 2003
[302]	Aubeny C., Han S., Murff J.D. Refined Model for Inclined Load Capacity of Suction Caissons, Proc. 22nd Intl. Conf. on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, OMAE, Cancun, Mexico, 2003
[303]	Colliat J.-L., Boisard P., Andersen K.H., Schroeder K. Caisson Foundations as Alternative Anchors for Permanent Mooring of a Process Barge Offshore Congo, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 7797, Houston, Texas, May 1995
[304]	Bhattacharjee S., Majhi S., Smith D., Garrity R. Serpentina FPSO Mooring Integrity Issues and System Replacement: Unique Fast Track Approach, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 25449-MS, Houston, Texas, May 2014
[305]	Arslan H., Peterman B.R., Wong P.C., Bhattacharjee S. Remaining Capacity of the Suction Pile due to Seabed Trenching, Proc. Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Hawaii, USA, June 2015
[306]	Colliard D., Wallerand R. Design and Installation of Suction Piles in West Africa Deepwaters, Proc. 2nd BGA Intl. Conf. on Foundations, ICOF, British Geotechnical Association, Univ. of Dundee, Scotland, UK, 2008
[307]	Murff J.D., Randolph M.F., Elkhatib S., Kolk H.J., Ruinen R., Strom P.J. et al. Vertically Loaded Plate Anchors for Deepwater Applications, Proc. Intl. Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG, Perth, Australia, September 2005
[308]	Dahlberg R., Resseguier S. Improved Predictions of MODU Fluke Anchors Increases the Confidence in Mooring System Design, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 20085, Houston, Texas, May 2009
[309]	Ruinen R. Penetration Analysis of Drag Embedment Anchors in Soft Clays, Proc. Intl. Seminar on Offshore and Polar Engineering, ISOPE, Toulon, France, 2004
[310]	Dahlberg R., Ronold K.O., Strom P.J., Mathiesen J. New Calibrated Design Code for Plate Anchors in Clay, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 16109, Houston, May 2009
[311]	Shelton J.T., Nie C., Schuler D. Installation Penetration of Gravity Installed Plate Anchors - Laboratory Study Results and Field History Data, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 22502-PP, Rio de Janeiro, Brazil, October 2011
[312]	O'Loughlin C.D., Randolph M.F., Richardson M. Experimental and Theoretical Studies of Deep Penetrating Anchors, Proc. Offshore Technology Conf., paper OTC 16841, Houston, Texas, May 2004
[313]	Beard R.M. Expendable Doppler Penetrometer for Deep Ocean Sediment Measurements. In: Strength Testing of Marine Sediments: Laboratory and In-Situ Measurements, ASTM STP 883. American Society for Testing and Materials, Philadelphia, 1985, pp. 101-24.
[314]	True D.G. Penetration of Projectiles into Seafloor Soils, Technical Report R-822, Civil Engineering Laboratory, Naval Construction Battalion Center, Port Hueneme, California 93043, May 1975

Ключевые слова: нефтяная и газовая промышленность, морские нефтегазопромысловые сооружения, фундаменты мелкого заложения, фундаменты свайные, несущая способность, проектирование, геотехнические аспекты, связные грунты, несвязные грунты.