Приложение А (справочное). Дополнительная информация и методические указания

Приложение А
(справочное)

Дополнительная информация и методические указания

Примечание - Разделы данного приложения предоставляют дополнительную информацию и методические указания. Наименование каждого структурного элемента соответствует эквивалентному структурному элементу в основном тексте настоящего стандарта.

А.1 Область применения

Существует большое количество технической литературы по вопросам морских геологических и геофизических исследований и проектированию фундаментов шельфовых сооружений. По этим темам регулярно организуются конференции. Актуальные публикации по данной тематике можно найти в регулярных публикациях:

- материалы международной Конференции морских технологий (Offshore Technology Conference, ОТС);

- материалы международных конференций по особенностям морских сооружений (Behaviour of Offshore Structures, BOSS), по шельфовым и полярным технологиям (Offshore and Polar Engineering, ISOPE), по морским, шельфовым и арктическим технологиям (International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering, OMAE);

- материалы конференции по исследованиям и геотехнике морских площадок (Offshore Site Investigation and Geotechnics, OSIG), организуемой Обществом подводных технологий (Committee of the Society for Underwater Technology, SUT);

- материалы международного симпозиума по передовым технологиям в морской геотехнике (International Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics, ISFOG).

Общие указания по применению теории механики грунтов к проектированию фундаментов и оснований приведены в различных учебниках.

Пример использования кессонов вместо свай в качестве фундаментов для опор платформы типа "джекет", приведен в [9]. Указания по проектированию фундаментов среднего заложения с 1 < L/D < 10 приведены, например, в [10].

А.2 Нормативные ссылки

Дополнительные указания отсутствуют.

А.3 Термины и определения

Дополнительные указания отсутствуют.

А.4 Символы и аббревиатуры

Дополнительные указания отсутствуют.

А.5 Общие требования

А.5.1 Общие положения

Дополнительные указания отсутствуют.

А.5.2 Расчетные ситуации и коэффициенты надежности

Дополнительные указания отсутствуют.

А.5.3 Нормативные значения характеристик грунта

Нормативные значения характеристик грунта следует оценивать для каждого слоя грунта. Расчленение грунтовой толщи для вычислительной модели может отличаться от фактического геологического разреза, определенного в изысканиях.

Особое внимание следует уделять использованию характеристик прочности при проектировании фундамента в случае грунтов, которые обладают дилатансией, что может выражаться в увеличении объема грунта (дренированные условия) или в понижении порового давления до отрицательных значений (недренированный вариант) при изменениях сдвигающего напряжения.

Для одной и той же вычислительной модели могут потребоваться различные наборы нормативных значений характеристик грунта, например, в случае различных предположений относительно направления, наклона или точки приложения нагрузки.

Трудности могут также возникать, если вычислительная модель используется на границе ее применимости. Для такой ситуации должны быть указаны источники неопределенности - неопределенность модели, неопределенность свойств грунта или как и то, и другое.

Необходимо учитывать полученную заранее информацию. В качестве примеров можно отметить: (I) идентификацию поверхности разрушения, обусловленную геологическими условиями, (II) известное расположение геологического разлома, (III) пониженное значение угла внутреннего трения, соответствующее условию сохранения объема в условиях сдвига, (IV) ожидаемые более низкие значения остаточной прочности в недренированных условиях.

Нормативное значение характеристик грунта в некотором слое грунта следует оценивать таким образом, чтобы оно было репрезентативным для фактического объема грунта (или активной зоны), который будет рассматриваться в вычислениях. Активная зона характеризует область, оказывающую влияние на реализацию рассматриваемого предельного состояния, например, на возникновение зоны разрушения или поверхности разрушения. Форма и размеры активной зоны зависят также от параметров нагрузок (включая их величины, точки приложения и геометрию фундамента) и от характеристик неоднородности рассматриваемого грунта.

При выборе нормативного значения необходимо учитывать два фактора: (I) пространственное осреднение свойств грунта в пределах потенциальной поверхности разрушения, что может снизить неопределенность значения конкретной характеристики, и (II) склонность поверхности разрушения развиваться по пути наименьшего сопротивления, что может приводить к очевидному уменьшению среднего значения характеристики.

Использование статистических методов обычно позволяет уменьшать субъективность и получать количественное описание неопределенностей. Статистический подход является рациональным инструментом обработки неопределенностей данных по грунту, как в части свойства естественной изменчивости, так и в части фактора ограниченности объема данных [11]-[14]. Полезность статистических методов для анализа и представления данных по грунту зависит от количества и качества имеющихся данных.

А.5.4 Испытания и контрольно-измерительная аппаратура

Дополнительные указания отсутствуют.

А.6 Исходные данные для геомеханической модели основания

А.6.1 Общие положения

Данные сейсмических исследований придонного слоя дают возможность экстраполяции геотехнических данных, полученных по результатам инженерно-геологического бурения. Однако степень корреляции между геофизическими и геотехническими данными и расстояние, в пределах которого данные инженерно-геологической скважины могут быть экстраполированы с использованием геофизической информации, зависят от характера и качества данных, а также от геологического строения площадки и от самих характеристик грунта.

Дополнительная информация по использованию результатов комплексных геофизических исследований применительно к оценке геотехнических условий площадки приведена в [15] и [16].

А.6.2 Геофизические исследования верхней части разреза и поверхности дна

Дополнительные указания отсутствуют.

А.6.3 Инженерно-геологическая модель и идентификация опасных геологических процессов

А.6.3.1 Общие положения

Дополнительные указания отсутствуют.

А.6.3.2 Сейсмичность района

Дополнительные указания приведены в ГОСТ Р 57123 и [4].

А.6.3.3 Разломы

Ниже рассматриваются специальные аспекты, связанные с наличием на площадке установки платформы разломов несейсмического происхождения, а также рекомендации по их учету при расчетах свайных фундаментов.

А.6.3.3.1 Выявление и картирование разлома

Инженерно-геологические скважины, отбор проб грунта и испытания в условиях природного залегания (например, коническим пенетрометром), как правило, неэффективны в целях обнаружения наличия разломов в преимущественно глинистых массивах, например, таких, которые были обнаружены в Мексиканском заливе и на глубоководных участках по всему миру.

Наиболее эффективным методом выявления и определения простирания разломов является геофизическое исследование с высоким разрешением для построения детального стратиграфического разреза основания фундамента. Примерами таких исследований служат съемка глубинным профилографом [например, с помощью автономного подводного аппарата (AUV) при достаточной глубине акватории] или другие сейсмические исследования типа 2D или 3D, одноканальные или многоканальные, с ультравысоким разрешением. При наличии возможности пара взаимно перпендикулярных профилей должна проходить непосредственно через каждую предполагаемую площадку размещения фундамента.

Если в пределах зоны фундамента выявлены разломы, то их фактическое или проецируемое пересечение с поверхностью дна следует точно указать по отношению к предполагаемому фундаменту на батиметрической карте или пригодном изображении морского дна.

А.6.3.3.2 Относительные местоположения разломов и фундаментов

Когда след разлома на морском дне (или проецируемый след любого разлома в зоне фундамента) проходит в пределах 150 м от предполагаемого расположения фундамента, разлом должен быть представлен в пространстве 3D через угол падения пласта и направления, а также азимута следа. Как минимум, разлом должен быть указан на сейсмическом разрезе, ближайшем к фундаменту, а проекция фундамента должна быть показана на сейсмическом профиле. Фундамент должен быть надежно позиционирован на профиле, с полной информацией, в том числе о взаимном расположении разлома и фундамента, смещении фундамента относительно сейсмического профиля, геометрии взаимного расположения плоскости разлома и сейсмического профиля, а также о сейсмической скорости.

А.6.3.3.3 Факторы проектирования

А.6.3.3.3.1 Зоны исключения

Если имеется возможность, необходимо избегать присутствия геологических опасностей в зоне проектирования. Если местоположение фундамента несложно изменить, чтобы избежать близости с разломом, это является наилучшим решением. В [17] описывается подход к определению "зоны исключения" вокруг разломов, в пределах которой фундамент размещать не следует. Такой подход к проектированию предусматривает избегание геологических опасностей, как это более подробно описано в [17], и он состоит из нескольких этапов:

- картировать след разломов или вертикальную проекцию плоскости разломов на батиметрической карте;

- количественно оценить неопределенность в местоположении плоскости разлома в зависимости от погрешностей позиционирования при съемке, неоднозначности геологической интерпретации, а также неточности определения угла падения пласта, а затем определить зону исключения в пространстве 3D (как в плане, так и в вертикальном поперечном разрезе дна моря), в пределах которой расположение плоскости разлома наиболее вероятно. При определении зоны исключения также должна учитываться вероятность возможного дальнейшего роста вдоль своего направления плоскости разломов, которые в настоящее время заканчиваются в рассматриваемой зоне;

- назначить расположение фундамента на безопасном расстоянии от зоны исключения.

А.6.3.3.3.2 Пересечение фундаментом плоскости разлома

В случаях, когда местоположение фундамента нельзя легко изменить, необходимо исследовать и количественно охарактеризовать факторы наличия близкого разлома и оценить его влияние на устройство фундамента.

В публикациях [17]-[19] приведена информация об успешном проектировании и установке в Мексиканском заливе нескольких плавучих платформ, у которых некоторые анкерные фундаменты расположены вблизи разломов или когда предполагалось, что анкерные сваи могут пересечь плоскость разлома.

Возможный подход включает в себя несколько шагов:

- картировать след(ы) разлома или вертикальную проекцию плоскости(ей) разлома на батиметрическую карту и количественно оценить неопределенность местоположения плоскости разлома согласно А.6.3.3.3.1;

- определить минимальный диапазон смещений между "зоной плоскости разлома" и фундаментом;

- определить, являются ли разломы растущими (или "активными", но не сейсмически), и если это так, то оценить предполагаемую скорость смещения;

- если фундамент пересекает плоскость разлома, выполнить необходимые расчеты взаимодействия системы "грунт - фундамент" (например, с помощью стержневой модели или МКЭ) для оценки влияния предполагаемого максимального смещения разлома в течение жизненного цикла платформы на целостность и эксплуатационную надежность фундамента.

А.6.3.3.3.3 Влияние на свойства грунта

Конструкция фундамента, размещаемого в непосредственной близости от разлома, должна учитывать потенциальное влияние разлома на свойства грунта вдоль плоскости разлома и в непосредственной близости от него.

Известно, что некоторые (но не все) разломы или отдельные точки на них являются предпочтительными, а иногда и основными путями миграции флюидов. В целом, чем крупнее (глубже) разлом, тем выше вероятность, что миграция флюидов может возникнуть или уже имеет место вдоль разлома. Возможность миграции флюидов вдоль плоскостей разломов, а также потенциальное воздействие данного фактора на проектирование должны учитываться в каждом конкретном случае, основываясь на данных геофизических и геологических исследований.

При проектировании необходимо учитывать возможную зону нарушения вокруг плоскостей разлома и возможное влияние на свойства грунта. Тем не менее пока не доказано обратное натурными испытаниями или испытанием образцов, извлеченных вблизи плоскости разлома, не следует предполагать, что неактивный разлом или очень медленно протекающие процессы сжатия (или расширения) разлома будут оказывать негативное воздействие на свойства окружающего грунта. Поэтому не рекомендуется оценивать несущую способность якоря или фундамента с пониженным значением сопротивления грунта сдвигу.

А.6.3.4 Неустойчивость морского дна

Дополнительные указания отсутствуют.

А.6.3.5 Размыв и подвижность отложений

Дополнительные указания отсутствуют.

А.6.3.6 Придонный газ

Дополнительные указания отсутствуют.

А.6.3.7 Оседание морского дна

Указания по оценке величины возможного оседания морского дна см. в [20].

А.6.4 Карбонатные грунты

А.6.4.1 Общие положения

Карбонатные грунты покрывают 35 % дна мирового океана. На большей части эти грунты имеют биогенный характер. Это означает, что карбонатные грунты состоят из больших скоплений останков скелетов растений и животных, таких как кораллиновые водоросли, кокколиты, фораминиферы и иглокожие. В меньшей степени карбонатные грунты также существуют в нескелетном материале в форме оолитов, пеллет, грейнстоуна и т.п. Эти карбонатные отложения имеются в избытке в теплой мелкой воде тропиков, особенно между 30° северной и южной широт. Глубоководный карбонатный зоогеновый ил был отмечен в местах, которые располагаются на значительном расстоянии от указанных средних широт. Поскольку температура и характеристики водных масс (глубина моря, соленость, и т.п.) варьировались на всем протяжении геологической истории, древние отложения карбонатного материала можно найти погребенными под более поздним континентальным материалом за пределами существующей зоны вероятного активного осадконакопления. Значительные карбонатные отложения можно встретить в Мексиканском заливе вдоль побережья Флориды и в заливе Кампече (the Bay of Campeche), а также в Персидском заливе и Красном море, в южной части Средиземного моря, в прибрежных водах Индии и на северо-западе шельфа Австралии.

Информация в А.6.4.2-А.6.4.5 касается в основном карбонатных илов и песков. Глинистые грунты с различным содержанием карбонатов достаточно распространены на шельфе, и для таких карбонатных глин характерно низкое значение числа пластичности, однако в литературе практически отсутствуют указания относительно того, как стандартные проектные решения для глинистых грунтов следует модифицировать с учетом различного содержания карбоната. В таких ситуациях важно использовать местный опыт.

А.6.4.2 Характерные особенности карбонатных грунтов

Карбонатные грунты по многим показателям отличаются от силикатных грунтов. Важным отличием является то, что основным компонентом карбонатных грунтов является карбонат кальция, имеющий низкую твердость по сравнению с кварцем (преобладающим компонентом кремнистых отложений). В частности, это проявляется в подверженности карбонатных грунтов разрушению (дроблению) на более мелкие фракции при сравнительно низких напряжениях. Как правило, карбонатные грунты имеют высокую межзеренную и интрагранулярную пористость, что выражается в высоком коэффициенте пористости и низкой плотности, поэтому они более сжимаемы по сравнению с терригенными кремнистыми отложениями. Кроме того, карбонатные грунты имеют склонность к постседиментационным изменениям за счет биологических и физико-химических процессов при нормальном давлении и температуре. Это вызывает формирование нерегулярных и разрывных слоев и линз цементационного материала, что, в свою очередь, существенно влияет на механические характеристики.

Текстура карбонатных грунтов является важным свойством. В целом, частицы скелетного материала имеют форму от угловатой до полуокатанной, с шероховатой поверхностью, и включают интрагранулярные пустоты. Частицы из нескелетного материала, с другой стороны, являются твердыми и имеют гладкую поверхность без интрагранулярных пустот. Считается, что несцементированные карбонатные грунты, состоящие из окатанных нескелетных зерен, прочных к дроблению, являются более прочным материалом для фундамента, чем карбонатные грунты с частичной цементацией, но проявляющими умеренную степень разрушения.

Информация о содержании карбонатов является важной, т.к. это относится к свойствам карбонатных отложений. Структура преимущественно карбонатного грунта с большей вероятностью будет подвергнута деградации за счет разрушения и сжимаемости материала, чем в случае грунта с низким содержанием карбонатов. Другой важной характерной чертой, влияющей на поведение грунтового материала, является угловатость зерен, начальный коэффициент пористости, сжимаемость и дробление зерен. Эти характерные черты являются взаимосвязанными параметрами, в том смысле, что карбонатные грунты с очень угловатыми частицами часто имеют высокий коэффициент пористости за счет ориентации частиц. Эти грунты более подвержены дроблению зерен за счет угловатости и более подвержены сжатию.

С более подробной информацией по характеристикам карбонатных грунтов можно ознакомиться в следующих материалах:

- материалы симпозиума по характеристикам и поведению известковых грунтов, организованного комитетом ASTM D-18 по грунтам и горным породам (Symposium on Performance and Behavior of Calcareous Soils, Ft. Lauderdale, USA, 1981);

- материалы специальных международных конференций по разработке известковых отложений [International Conference on Engineering of Calcareous Sediments, Perth (1988) и Bahrain (1998)];

- публикации [21]-[49].

A.6.4.3 Свойства карбонатных грунтов

В целом, можно констатировать, что не существует универсальной комбинированной программы лабораторных и полевых испытаний, которая могла бы обеспечить все необходимые характеристики для проектирования фундаментов в карбонатных грунтах. Определенные лабораторные и полевые испытания, очевидно, полезны. Программа лабораторных испытаний карбонатных грунтов должна как минимум включать следующее:

- минеральный состав, особенно содержание карбонатов;

- происхождение - различие между скелетным и нескелетным материалом;

- характеристики частиц, такие как угловатость, пористость и коэффициент пористости в массиве;

- сжимаемость материала;

- характеристики прочности грунта и характеристики изменения объема при сдвиге, включая эффекты циклических воздействий;

- сцементированность, по крайней мере, в качественных терминах.

Для характеристики площадки строительства важно максимальное использование местного опыта, особенно при выборе методов исследования грунта и программы испытаний. На новых неизученных территориях, где предполагается присутствие карбонатных грунтов, выбор программы полевых испытаний должен учитывать любую информацию по карбонатным грунтам в сходных географических и природных условиях.

В настоящее время не существует общепризнанной универсальной системы классификации карбонатных материалов. Таблицы классификации карбонатных грунтов и горных пород были разработаны экспериментально ([25], [44]) на основе таких характеристик, как структура грунта, содержание карбонатов, а также прочность на сжатие в нестесненных условиях. В настоящее время считается, что и другие параметры, такие как дробимость частиц или сжимаемость скелета, также играют важную роль в оценке инженерных свойств карбонатных материалов. Тем не менее в условиях отсутствия более определенной схемы классификации предлагаемые таблицы могут оказаться полезными.

А.6.4.4 Фундаменты в карбонатных грунтах

А.6.4.4.1 Забивные сваи

Было опубликовано несколько случаев, описывающих необычное поведение фундаментов на карбонатных грунтах и их - во многих случаях - плохие характеристики. На примере многочисленных испытаний по нагружению свай было показано, что сваи, забитые в слабосцементированные и сжимаемые карбонатные пески и илы, мобилизуют только часть несущей способности (менее 15 %), прогнозируемой на основе стандартных расчетов и/или оценок для силикатных грунтов.

Сваи, установленные путем забивания в карбонатные грунты, могут проваливаться, как при ударе под весом молота, так и в процессе задавливания. Возможность провала сваи необходимо оценивать заранее. При необходимости, следует рассмотреть использование стопорного устройства на свае или другого метода, обеспечивающего уменьшение скорости проваливания или остановку сваи.

С другой стороны, плотные, сцементированные карбонатные отложения могут быть очень прочным материалом для фундамента. Следует принимать во внимание, что трудности получения высококачественных образцов и отсутствие общих методов проектирования оснований при наличии карбонатных грунтов не всегда позволяют прогнозирование возможных проблем. Для глинистых грунтов особого рассмотрения требуют случаи, когда содержание карбонатов превышает 50 %, когда нет данных по испытаниям свай и отсутствует местный опыт.

А.6.4.4.2 Другие альтернативы фундаментов глубокого заложения

Современный тренд в устройстве глубоких фундаментов в карбонатных песках и илах состоит в отходе от метода забивных свай. Однако, за счет более низкой стоимости строительства забивные сваи по-прежнему рассматриваются при проектировании легко нагруженных сооружений или когда имеются достаточные данные и практический опыт по испытанию свай в местных испытаниях, чтобы обосновать исходные данные для проектирования. Забивные сваи могут быть корректным решением для умеренно прочных карбонатных грунтов. В настоящее время предпочтительной альтернативой забивным сваям являются буронабивные сваи. Буронабивные сваи мобилизуют значительно более высокое поверхностное трение. В результате существенно уменьшается необходимая глубина погружения сваи по сравнению с забивными сваями.

Из-за высокой стоимости строительства буронабивных свай в прошлом предпринимались попытки применения альтернативного варианта забивной сваи с цементированием [24]. Такая система способна снизить расходы на строительство при достижении сопоставимой несущей способности, однако обеспечение контроля качества введения цементно-песчаного раствора в пространство между грунтом и внешней стенкой сваи остается не до конца решенной проблемой. При проектировании набивных свай любого типа необходимо учитывать возможное снижение сил трения на боковой поверхности в результате циклических воздействий, особенно после первичного проскальзывания сваи в грунте.

А.6.4.4.3 Фундаменты мелкого заложения

Фундаменты мелкого заложения пригодны для использования при наличии карбонатных грунтов, но при этом необходимо учитывать существенные отличия свойств такого материала от кремнистых песков или нормальных глин. Карбонатные пески и илы в целом имеют более высокие значения угла внутреннего трения, чем кремнистые пески и илы, но у них выше сжимаемость, и эти два фактора влияют на несущую способность в противоположных направлениях. Карбонатные пески и илы также обычно менее проницаемые, чем эквивалентный кремнистый материал, и это приводит к более продолжительному времени дренирования при заданных размерах фундамента. Тенденция уменьшения объема при сдвиге, особенно при циклических воздействиях, в сочетании с более продолжительными периодами дренирования, приводит к возможной потере несущей способности в результате разжижения грунта. Также необходимо отметить, что недренированная циклическая прочность сдвигу карбонатных песков в целом ниже большинства кремнистых песков. Высокая сжимаемость большинства карбонатных отложений приводит к относительно большой осадке в результате консолидации и может вызвать значительную осадку при циклических воздействиях.

Фундаменты мелкого заложения представляют интерес в случае карбонатных отложений с высокой степенью сцементированности, так как они обеспечивают высокую несущую способность, хорошее сопротивление циклическим воздействиям и низкие значения осадки. При этом требуются дополнительные исследования в случае слоистого профиля отложений с меняющимся по глубине уровнем сцементированности и присутствием несцементированных слоев, поскольку в таких условиях возрастает угроза реализации разрушения типа "протыкания".

Системы фундаментных конструкций, использующих эффект засасывания для вдавливания юбок, должны быть обоснованы расчетами в каждом конкретном случае.

А.6.4.5 Общие выводы

В настоящее время отсутствует общепринятая методика проектирования фундаментов в карбонатных грунтах. Методы проектирования развиваются, но остается высокая степень зависимости от специфики конкретной площадки и от местного опыта. С учетом недавних публикаций, описывающих примеры неудовлетворительных эксплуатационных характеристик фундаментов в карбонатных грунтах и финансовые последствия применения корректирующих мер, наблюдается тенденция использования консервативного подхода при проектировании фундаментов на карбонатных грунтах, даже в случае, если содержание карбонатов в отложениях сравнительно низкое. Такой подход не всегда полностью обоснован. Как и в большинстве других аспектов проектирования, критическим звеном экономически эффективного проекта морского фундамента в карбонатных грунтах остается корректная инженерная оценка.

А.7 Проектирование фундаментов мелкого заложения

А.7.1 Общие положения

Формулы, представленные в этом подразделе, по характеру имеют ограниченную область применения и пригодны для проектирования не во всех случаях. Общий случай невозможности их применения - когда прочный слой перекрывает слабый слой в пределах зоны влияния фундамента. Применение представленных формул затруднено также для фундаментов неправильной формы.

В подобных обстоятельствах невозможно дать общие указания, и при проектировании нужно опираться на имеющийся опыт, опубликованные данные по случаям применения, испытания, а также численное моделирование.

Используемые в настоящем стандарте коэффициенты несущей способности отражают наиболее широко применяемый подход, однако известны и альтернативные наборы коэффициентов, которые могут быть использованы проектировщиком при надлежащем обосновании и корректном отражении в соответствующей документации. В частности, в [50] продемонстрирована возможность использования для фундаментов мелкого заложения как методологии проектирования МЧКН, так и методологии МДН - на конкретных примерах показано, что при заданном наборе нормативных значений нагрузок в целом, на основе применения любого из этих методов, следует ожидать получение сопоставимых размеров фундаментов.

А.7.2 Методологические основы

А.7.2.1 Общие принципы

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.2.2 Правило знаков, обозначения и точка приложения равнодействующей нагрузок

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.2.3 Передача нагрузок

Для заглубленных фундаментов воздействия на верхнюю часть фундамента передаются на уровень подошвы фундамента (уровень нижнего края ребер юбки для фундаментов с юбками). Это выполняется путем модификации расчетных значений нагрузок, приложенных к верхней части фундамента, посредством учета следующих факторов:

- сопротивления грунта на боковых стенках заглубленного фундамента,

- веса фундамента в воде, и

- веса грунта в воде в пределах юбок (если применимо).

К весу фундамента и весу грунта следует применять частные коэффициенты надежности по нагрузкам. Коэффициент надежности для веса грунта обычно равен единице, однако в некоторых случаях могут рассматриваться как более высокие, так и более низкие значения, особенно, когда имеются факторы значительной неопределенности и вес грунта обусловливает повышенную устойчивость фундамента.

Сопротивление грунта на боковых стенках заглубленного фундамента состоит:

- из горизонтального пассивного и активного сопротивления грунта, и

- сопротивления трения на боковых поверхностях ребер юбки.

Сопротивление трения на ребрах юбки может снижать вертикальное воздействие и момент на нижележащий грунт основания, что может учитываться в расчетах. В настоящем стандарте специальные указания по учету данного фактора отсутствуют, для его учета в расчетах необходимо специальное обоснование.

А.7.2.4 Расчетная идеализация площади фундамента и понятие эффективной площади

А.7.2.4.1 Расчетная идеализация площади фундамента

Методы предельного равновесия большей частью применяются в рамках двухмерной модели (рассматриваются только сдвиги по вертикальным плоскостям), а трехмерные эффекты приближенно учитываются путем задания сопротивления на вертикальных гранях рассматриваемых участков. Для фундаментов неправильной формы такой подход требует идеализации площади фундамента в упрощенной форме. Идеализированная площадь может быть определена прямоугольником шириной B и длиной L, имеющим такую же площадь A, а также моменты инерции l _x и l _y, как и основание под реальным фундаментом:

A _idealized = BL = A _reai,

(A.1)

l _x,idealized = l _x,real - при расчетах на нагрузки, действующие в направлении y,

(А.2)

l _y,idealized = l _y,real - при расчетах на нагрузки, действующие в направлении x.

(А.3)

Ширина B и длина L идеализированного фундамента определяются путем совместного решения уравнения (А.1) и нужного (в зависимости от направления нагрузки) уравнения из (А.2) и (А.3).

А.7.2.4.2 Метод эффективной площади

Эксцентриситет приложенной нагрузки уменьшает предельное значение вертикальной компоненты воздействия, которое может выдерживать фундамент мелкого заложения. Это фактор учитывается в расчетах несущей способности путем использования в расчетах эффективной площади фундамента (уменьшенной относительно исходной).

На рисунке А.1 изображены фундаменты мелкого заложения с нецентральным воздействием (нагрузка приложена с эксцентриситетом). Эксцентриситет e представляет собой расстояние от центра фундамента до точки приложения результирующей силы, измеренное параллельно плоскости контакта "грунт - фундамент". Точка приложения результирующей силы является центром масс эффективной площади. Расстояние e представляет собой отношение M/Q, где M - приложенный опрокидывающий момент, a Q - вертикальная нагрузка. В значениях Q и M должны быть учтены соответствующие частные коэффициенты надежности по нагрузкам; при этом необходимо принимать во внимание, что увеличение вертикальной нагрузки до значения Q,5Q _ult увеличивает несущую способность фундамента по опрокидывающему моменту. В случае, когда эксцентриситет возникает вследствие приложения опрокидывающего момента, расчетное значение вертикальной нагрузки необходимо определять на основе значений коэффициентов надежности по нагрузке, которые в [4] рекомендуются для обеспечения наиболее благоприятных значений нагрузочных эффектов в элементах стальной конструкции.

Когда в фундаменте с юбочной конструкцией присутствует непроницаемая опорная плита и в межреберном пространстве юбки содержится грунт достаточно низкой проницаемости, при расчетах вертикальной нагрузки, используемой для вычисления эффективной площади фундамента, может учитываться вклад грунта, заключенного в площади юбки. При этом следует учитывать следующие факторы:

- при расчетах фундамента в дренированном случае на основе метода эффективной площади вес грунтовой пробки (грунта, заключенного в межреберном пространстве юбки) необходимо исключить;

- в случае, когда учет веса грунтовой пробки представляется целесообразным, необходимо использовать значение веса грунта в воде. В проектной документации необходимо специальное обоснование того, что учет грунтовой пробки не приводит к неконсервативным решениям. Последнее замечание касается, в частности, площадок со слабыми грунтами, когда расчетная прочность грунта недостаточна для поддержки веса погруженного в воду грунта на уровне основания юбки, поскольку условие достаточной прочности является неявным допущением при использовании подхода эффективной площади. В некоторых случаях может потребоваться использование альтернативного подхода для учета нагружения опрокидывающим моментом (например, метод поверхности текучести, см. А.7.3.5);

- значение удельного веса грунта в воде, принимаемое для расчетов, должно основываться на результатах геологического изучения площадки и данных лабораторных испытаний, при этом необходимо соблюдать определенный уровень консерватизма для учета неопределенностей различного вида. В общем случае, принятие профиля веса грунта в воде по наименьшим значениям соответствует консервативному подходу.

Для прямоугольной площади основания [рисунок А.1 b)] эксцентриситет может иметь место по отношению к любой оси фундамента. В ситуации, когда эксцентриситет возникает в двух направлениях, выполнение расчетов требует специального обоснования. Упрощенный подход к проектированию фундамента в такой ситуации заключается в уменьшении размеров фундамента в обоих направлениях:

;

(А.4)

В предположении , когда L и B являются, соответственно, длиной и шириной фундамента, штрихом обозначены эффективные значения размеров, а e ₁ и e ₂ обозначают эксцентриситеты вдоль длины и ширины.

Круглый фундамент, подвергающийся нецентральному воздействию, может быть идеализирован как прямоугольный фундамент, параметры которого находятся путем решения уравнений (А.1)-(А.3). Альтернативный подход для круглого в плане основания с радиусом R заключается в построении эффективной площади, форма которой показана на рисунке А.1 c). Центр массы эффективной площади смещен на расстояние e от исходного центра основания. Эффективная площадь при этом рассчитывается как двойная площадь кругового сегмента ADC.


a) Эквивалентная нагрузка

b) Эффективная площадь - случай прямоугольного фундамента	c) Эффективная площадь - случай круглого фундамента

1 - эффективная площадь

Рисунок А.1 - Определение эффективной площади для фундаментов с различной геометрией

В рамках другого подхода эффективная площадь считается прямоугольной с отношением длины к ширине, равным отношению длин линий АС к BD. Эффективные размеры вычисляются следующим образом:

(А.5)

Примеры построения эффективной площади как функции эксцентриситета показаны на рисунке А.2 с безразмерным представлением переменных.

Для других форм фундамента опубликованные данные по строгим решениям отсутствуют. В некоторых случаях для фундаментов нестандартной формы могут быть использованы аппроксимации, основанные на интуитивных соображениях. Например, в [51] приведены указания для треугольных фундаментов. Альтернативным вариантом является построение идеализированного прямоугольного фундамента, параметры которого могут быть определены путем решения уравнений (А.1)-(А.3).

Существуют альтернативные методы оценки эффекта нецентрального приложения нагрузок по отношению к нескольким осям или неортогональным направлениям (см., например, [52]), которые могут оказаться более удобными для применения в усложненных условиях.

А.7.3 Критерии проектирования и расчетные сценарии

А.7.3.1 Коэффициенты надежности по нагрузкам и по материалу

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.3.2 Применение критериев проектирования

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.3.3 Особые случаи

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.3.4 Дополнительные аспекты проектирования

X - безразмерный эксцентриситет 2e ₂/B, e/R; Y - безразмерная эффективная площадь ; (а) - прямоугольная форма - схема нагружения 1 (с одноосным эксцентриситетом), e ₁/L = 0; (b) - круглая форма; (c) - прямоугольная форма - схема нагружения 2 (с двухосным эксцентриситетом), e ₁/L = 0,2

Рисунок А.2 - Коэффициенты приведения площади для внецентренно нагруженных фундаментов мелкого заложения

А.7.3.4.1 Учет веса грунтовой пробки при проектировании фундаментов с юбками

Дополнительные указания отсутствуют.

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

Вклад в сопротивление плоскому сдвигу заглубленного фундамента могут вносить следующие компоненты: (I) горизонтальная сила в основании фундамента, (II) сопротивление грунта, расположенного выше нижнего края юбки, вследствие разницы в значениях активного и пассивного сопротивления грунта, и (III) сопротивление грунта сдвигу на боковых гранях ребер юбки, ориентированных параллельно направлению боковой нагрузки. Значение сопротивления сдвигу на боковых гранях ребер, принимаемое в расчетах фундамента, является функцией интенсивности трения на границе раздела между заглубленным ребром и грунтом; оно может также зависеть от деградации свойств грунта в ходе монтажа, а также вследствие размыва. В настоящем стандарте дополнительные указания по расчету сопротивления сдвигу на боковых гранях ребер не приводятся.

В части расчета активного и пассивного сопротивления грунта могут быть использованы следующие рекомендации:

a) для недренированных условий:

- коэффициент горизонтального отпора недренированного грунта K _ru зависит от нескольких факторов, таких как шероховатость, форма фундамента, сдвиг по боковым граням, глубина внедрения, а также возможное наличие бокового зазора между фундаментом и грунтом вследствие монтажа или размыва;

- значение K _ru = 4 рекомендуется для случаев, когда мобилизация полных значений активного и пассивного сопротивления грунта может быть надежно обоснована и когда значительный размыв может быть исключен;

- значение K _ru = 2 рекомендуется для случаев, в которых активное давление грунта не развивается (например, в результате возникновения трещин или при нарушениях структуры грунта при монтаже) и не ожидается значительного размыва на низовой стороне фундамента. В этом случае при оценке пассивного сопротивления следует также учитывать вес грунта в пределах призмы выпора грунта; при этом необходима проверка, что рассчитанное значение полного сопротивления плоскому сдвигу не превышает значения, которое может быть вычислено на основе K _ru = 4;

- для некоторых грунтов учет полной величины сопротивления грунта, расположенного выше уровня края юбки, при оценке устойчивости по схеме плоского сдвига может оказаться некорректным вследствие ограничений, накладываемых условиями аспектов совместности деформаций. В таких случаях в проектной документации необходимо представить специальное обоснование соответствующих расчетов;

b) для дренированных условий:

- значение коэффициента горизонтального отпора дренированного грунта K _rd зависит от нескольких факторов, таких как достигнутое значение угла трения грунта, шероховатость, форма фундамента, сопротивление сдвигу на боковых гранях, глубина внедрения, а также возможное наличие бокового зазора между фундаментом и грунтом вследствие монтажа или размыва. При условии, что особенности процедуры монтажа и/или другие аспекты строительства/эксплуатации фундамента не предполагают более точной оценки коэффициента горизонтального отпора дренированного грунта, допускается использовать следующую формулу:

(А.6)

где K _p - коэффициент пассивного давления грунта, определяемый как

(А.7)

А.7.3.4.3 Фундаменты мелкого заложения на слабых грунтах

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.3.4.4 Напряжения растяжения под подошвой фундамента

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.3.4.5 Специфические грунты и аномальные геологические разрезы

Изложенные методы применимы к условиям равномерной изменчивости прочности грунта, при этом во многих случаях может быть выполнена обоснованная оценка эквивалентных однородных свойств. Например, возможность разрушения основания по схеме глубинного сдвига зависит от характеристик прочности грунтов на значительно больших глубинах, чем глубина плоскости скольжения при плоском сдвиге. Поэтому при определении параметров грунта в пределах предполагаемой зоны влияния требуется специальное обоснование.

В следующих случаях непосредственное использование стандартных расчетных формул для оценки устойчивости основания, представленных в настоящем приложении, является недопустимым:

- грунтовое основание существенно неоднородно или анизотропно;

- условия нагружения значительно отклоняются от типовых схем, для которых применение приведенных формул для определения несущей способности обосновано;

- скорости нагружения таковы, что отсутствует возможность однозначного описания поведения грунта основания по схеме дренированных или недренированных условий;

- геометрия фундамента не описывается простейшими фигурами.

В таких случаях необходимо применять альтернативные подходы, включающие какой-либо из следующих методов или их сочетание:

- использование консервативных эквивалентных параметров совместно с рекомендуемыми формулами;

- выполнение расчетов на предельное равновесие для определения граничных значений разрушающих нагрузок и оценки чувствительности разрушающих нагрузок по отношению к параметрам проектируемого фундамента;

- проведение численных расчетов для прямого решения точных определяющих уравнений;

- использование корректно масштабированных модельных испытаний для верификации расчетных моделей и процедур.

А.7.3.4.6 Взаимодействие с другими сооружениями

Дополнительные указания по данному аспекту проектирования фундаментов приведены в ГОСТ Р 59997 в отношении взаимодействия с башмаками опор самоподъемных буровых установок, а также в 9.12 настоящего стандарта в отношении взаимодействия с направлениями скважин.

А.7.3.4.7 Составные фундаменты

Во многих случаях применение составной конструкции для фундамента мелкого заложения может значительно повысить общую несущую способность фундамента, как это иллюстрируется в [53] и [54].

А.7.3.4.8 Учет особенностей окружающего морского дна

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.3.4.9 Наличие карбонатных грунтов

Дополнительные рекомендации по проектированию фундаментов мелкого заложения на карбонатных грунтах содержатся в А.6.4.4.3.

А.7.3.5 Альтернативный метод проектирования с использованием поверхностей текучести

А.7.3.5.1 Общие положения

Альтернативный метод расчета устойчивости фундамента при произвольных условиях нагружения предусматривает использование поверхностей текучести, как это описано в А.7.3.5.2-А.7.3.5.7. Применение соответствующих подходов требует специального обоснования в проектной документации.

А.7.3.5.2 Методическая основа

Морские фундаменты могут подвергаться нагружению различного вида, включая произвольные комбинации вертикальной нагрузки (Q), боковой (горизонтальной) нагрузки (H), опрокидывающего момента (M) и крутящего момента (T). Традиционный подход к проектированию фундаментов мелкого заложения заключается в преобразовании комбинированного воздействия в приведенное (эффективное) воздействие, включающее вертикальную и горизонтальную нагрузки, действующие на уменьшенную (эффективную) площадь фундамента.

При использовании традиционного подхода к проектированию оснований морских сооружений существуют определенные ограничения (например, недопущение чисто растягивающих напряжений в грунте), которые ограничивают его применимость. Кроме того, в недавних публикациях продемонстрировано, что оценка несущей способности фундаментов мелкого заложения с использованием метода эффективной площади может приводить к существенной ее недооценке для некоторых ситуаций нагружения (см. примеры в [55]-[57]).

Альтернативный подход заключается в построении полной ограничивающей поверхности текучести в пространстве переменных Q, H, M и T. Указанный подход может использоваться для идентификации сочетаний нагрузок, при которых достигается предельное состояние основания по несущей способности, а также для наглядного количественного представления влияния изменения отдельной компоненты комбинированного воздействия на близость достижения предельного состояния. При этом метод поверхностей текучести может быть распространен на решение задачи по определению зависимости воздействие - перемещение фундамента, если используется совместно с законом пластического течения. В недренированных условиях, когда может предполагаться корректность использования ассоциированного закона текучести, закон течения может быть выведен непосредственно из соотношений, описывающих поверхность текучести.

Примечание - Фактор кручения в настоящем стандарте исключен из рассмотрения и не учитывается при вычислении поверхностей текучести. Эффект кручения в явном виде рассматривается в [58].

А.7.3.5.3 Применение в проектировании

Общий подход к построению поверхности текучести для выполнения расчетов при проектировании фундаментов включает в себя следующие основные этапы:

- определение "одноосных" предельных состояний Q _ult (H = M = 0), H _ult (M = 0; и Q = 0, если растягивающие напряжения в основании фундамента допускаются, или Q = Q _ult/2, если таковые не допускаются) и M _ult (H = 0; и Q = 0, если растягивающие напряжения в основании фундамента допускаются, или Q = Q _ult/2, если таковые не допускаются), с помощью которых рассчитываются вершинные точки поверхности текучести;

- построение огибающей поверхности (диаграммы взаимодействия) посредством задания функции, зависящей от переменных Q/Q _ult, H/H _ult и M/M _ult.

Величины одноосной несущей способности и форма поверхности текучести зависят от типа отклика грунта на нагружение (недренированное или дренированное), профиля геологического разреза (однородный или неоднородный), формы фундамента, заглубления фундамента, конструктивных соединений между соседними фундаментами и фактора допустимости/недопустимости возникновения зон растягивающих напряжений между подошвой фундамента и грунтом.

При использовании метода поверхностей текучести коэффициент надежности по грунту, , следует применять в отношении нормативного значения s _u для недренированных условий и в отношении tg (a не в отношении ) для дренированных условий.

А.7.3.5.4 Оценка одноосной несущей способности

Значения одноосной несущей способности Q _ult, H _ult и M _ult для недренированных условий могут быть определены с помощью положений настоящего стандарта, при этом в последние годы появились более точные и строгие решения. Ниже приведены некоторые полезные ссылки на публикации, где описаны подходы к определению предельных значений одноосной несущей способности:

- для Q _ult, [59]-[64],

- для H _ult и M _ult, [65]-[70].

Существуют различные алгебраические выражения для описания формы поверхности текучести для отдельных расчетных ситуаций. Обзор существующей литературы по данному вопросу обсуждается в А.7.3.5.5-А.7.3.5.7.

А.7.3.5.5 Поверхности текучести для выбранных случаев

Традиционно построение поверхностей текучести для случая недренированных условий основывается на результатах аналитических и численных исследований, в то время как поверхности текучести для случая дренированных условий получают на основе экспериментальных исследований - из-за относительной сложности аналитического подхода для дренированных условий.

А.7.3.5.6 Недренированные условия

А.7.3.5.6.1 Поверхностные фундаменты. Случай нулевого сопротивления отрыву на контактной поверхности "фундамент - грунт"

Общая форма трехмерной поверхности текучести в пространстве переменных, соответствующих вертикальной и горизонтальной нагрузкам, а также опрокидывающему моменту, для предельного состояния в недренированных условиях поверхностного фундамента с отсутствием сопротивления отрыву подошвы от основания показана на рисунке А.3, где по осям отложены нормализованные нагрузки, Q/Q _ult, H/H _ult и M/M _ult (на рисунке вертикальное воздействие Q обозначено буквой V). Поверхность симметрична в плоскости H - M и демонстрирует снижение несущей способности по опрокидывающему моменту, по мере того как вертикальная нагрузка (Q) падает ниже 0,5Q _ult, поскольку подошва фундамента начинает отрываться от морского дна.

В [71] представлены поверхности текучести для поверхностных фундаментов прямоугольной формы. Показано, что нормализованная форма поверхности текучести является универсальной для произвольного значения соотношения сторон фундамента в диапазоне 0 < B/L < 1. В указанной работе также представлены аппроксимирующие выражения для формы поверхности текучести и для значений несущей способности при одноосном нагружении, определяющих ее вершинные точки. [72] представляют сходную поверхность текучести в форме "створки раковины" для круглой геометрии фундамента, но не содержит аппроксимирующих выражений, что не позволяет выполнить прямое сопоставление форм поверхности текучести для двух указанных результатов.

Рисунок А.3 - Поверхность текучести для поверхностного фундамента с нулевым сопротивлением отрыву на поверхности раздела "фундамент - грунт" для недренированных условий [72]

А.7.3.5.6.2 Поверхностные фундаменты. Случай неограниченного сопротивления отрыву на контактной поверхности "фундамент - грунт"

В некоторых случаях может иметь место сопротивление отрыву фундамента от основания непосредственно на подошве или на нижней границе юбки вследствие эффекта присасывания, и при этом действие данного фактора может потенциально сохраняться в течение всего периода времени, пока преобладают недренированные условия. В случае учета данного фактора в проектной документации требуется специальное обоснование.

Сопротивление отрыву, обеспечиваемое юбкой фундамента, может быть промоделировано путем рассмотрения поверхностного фундамента (с плоской подошвой) в предположении неограниченной величины растяжения на контактной поверхности. Общая форма поверхности текучести для предельного состояния поверхностного фундамента с неограниченным растяжением на поверхности раздела для недренированного случая показана на рисунке А.4 (вертикальная нагрузка Q на рисунке обозначена буквой V). Поверхность в форме "ореха" является асимметричной в плоскости H - M. Максимальное значение опрокидывающего момента реализуется при одновременном приложении горизонтальной нагрузки, действующей в том же направлении (момент - по часовой стрелке, нагрузка - слева направо, или наоборот). Предельное сопротивление основания по моменту продолжает возрастать по мере уменьшения вертикальной нагрузки, в отличие от варианта контакта с нулевым сопротивлением растяжению, что обусловлено невозможностью фундамента с неограниченным сопротивлением отрыву отсоединиться от морского дна.

Поверхности текучести были определены для ленточных, прямоугольных и круглых фундаментов, для случаев однородного и неоднородного распределения прочности грунта в основании, хотя и не для всех возможных комбинаций перечисленных факторов. Алгебраические выражения для огибающей поверхности текучести были получены для отдельных вариантов ленточного и прямоугольного фундаментов в случае линейно возрастающего сопротивления сдвигу [58], [65], а также для круглого фундамента в случае постоянного сопротивления сдвигу [73].

Форма поверхности текучести для фундаментов с неограниченным сопротивлением отрыву зависит от геометрии фундамента и профиля прочности грунта. В некоторых случаях поверхность текучести в нормализованных переменных уменьшается с ростом степени неоднородности распределения прочности грунта; поэтому правило масштабирования поверхности текучести, полученной с помощью одноосных предельных состояний для ситуации однородной прочности грунта, на случай неоднородной прочности, оказывается неконсервативным [56], [71].

Рисунок А.4 - Поверхность текучести для поверхностного фундамента с неограниченным сопротивлением отрыву на поверхности раздела "фундамент - грунт" для недренированных условий [66]

А.7.3.5.6.3 Заглубленные фундаменты

Связанность степеней свободы горизонтального перемещения и угла крена, когда фундамент физически заглублен, приводит к асимметричной и косонаклонной форме поверхности разрушения (текучести) в плоскости H - M. Асимметрия и наклон становятся более выраженными с ростом коэффициента заглубления. Общий вид формы поверхности текучести для заглубленного фундамента в случае недренированных условий показан на рисунке А.5 (вертикальная нагрузка, Q, на рисунке обозначена буквой V).

Рисунок А.5 - Поверхность текучести для заглубленного фундамента в случае недренированных условий [70]

В работах [68]-[70] представлены расчетные формулы для поверхности текучести в обобщенном пространстве нагрузок (Q, H, M) для ленточного и круглого фундаментов мелкого заложения с коэффициентом заглубления от нуля до единицы для случая однородной прочности грунта, а также для случая прочности, линейно увеличивающейся с глубиной. В работе [58] представлены расчетные формулы для одноосных предельных состояний и поверхность текучести для поверхностного фундамента и фундамента мелкого заложения прямоугольной формы для случая, когда сопротивление сдвигу линейно увеличивается с глубиной и когда значение коэффициента заглубления не превышает 0,2.

В существующих исследованиях внедрение фундамента в основание рассматривается преимущественно в предположении абсолютно прочной грунтовой пробки, хотя несущая способность фундамента с юбкой может оказаться сниженной за счет реализации механизма разрушения с проникновением поверхностей сдвига в тело грунтовых пробок [74]. Корректность моделирования фундамента с юбкой в предположении о поведении захваченного массива грунта как грунтовой пробки может быть обоснована соображениями, что внутренние ребра юбки расположены достаточно часто, чтобы обеспечить перемещение массива грунта как твердого тела. Численные исследования для оценки соответствующего критического расстояния между ребрами юбки представлены в [75] и [76].

Дополнительная информация по поверхностям текучести в недренированных условиях приведена в [55], [56], [58], [65]-[73], [74], [77].

А.7.3.5.7 Дренированные условия

При построении поверхностей текучести для дренированных условий нужно использовать модель грунта с изотропным деформационным упрочнением, чтобы корректно описать увеличение сопротивления сдвигу при увеличении нормальных напряжений. Форма поверхности текучести является универсальной, а изотропный характер расширения и сжатия поверхности определяется некоторым законом упрочнения (выраженным зависимостью предельной вертикальной нагрузки от вертикального перемещения). В случае дренированных условий растягивающие напряжения под подошвой фундамента реализоваться не могут, поэтому фундамент будет отрываться от морского дна при совместном воздействии опрокидывающего момента и вертикальной нагрузки, как правило, для Q < 0,5Q _ult.

А.7.3.5.7.1 Поверхностные фундаменты

Общий вид поверхности текучести для поверхностного фундамента в дренированных условиях показан на рисунке А.6 (на рисунке вертикальная нагрузка Q обозначена буквой V). Поверхность в форме "регбийного мяча" является параболической в плоскостях Q - H и Q - M, а в плоскости H - M-кругом. Максимальные предельные значения горизонтальной нагрузки и опрокидывающего момента достигаются при одновременном приложении вертикальной нагрузки Q = 0,5Q _ult, при этом направления указанных силовых факторов противоположны (момент - по часовой стрелке, горизонтальная сила - справа налево, и наоборот).

В работе [78] приводится обоснование построения поверхности текучести, показанной на рисунке А.6, вместе с аналитическим описанием поверхности в замкнутой форме. Построение поверхности текучести осуществлено по результатам различных экспериментальных исследований, выполненных для жестких шероховатых фундаментов мелкого заложения прямоугольной формы, опирающихся на основание из плотного кремнистого песка, с использованием модели плоско-деформированного состояния. В более позднем исследовании, в котором рассматривались круглые фундаменты на рыхлом карбонатном песке, была получена аналогичная по форме поверхность текучести, при этом для нее предложено аналитическое выражение [79].

Рисунок А.6 - Поверхность текучести для поверхностного фундамента в случае дренированных условий [78]

А.7.3.5.7.2 Заглубленные фундаменты

Резерв несущей способности, обусловленный заглублением фундамента, учитывается путем масштабирования предельной огибающей поверхности, построенной для поверхностного фундамента (как показано на рисунке А.6), с использованием координат вершинных точек H _max/Q и M _max/Q [80]-[82].

Дополнительную информацию о подходах к построению поверхностей текучести для дренированных условий приведена в работах [78]-[82].

А.7.3.6 Выбор значений характеристик грунта для расчетов

А.7.3.6.1 Значения сопротивления сдвигу, используемые в расчетах устойчивости

В общем случае могут быть сформулированы следующие рекомендации.

Для сильно дилатирующих грунтов высокие значения сопротивления недренированному сдвигу могут использоваться в расчетах, только если фактор возможной утраты дилатансии на поверхности сдвига учитывается в явном виде. В таких ситуациях требуется специальное обоснование используемых значений.

Для мягких и очень мягких глинах НН-испытания на трехосное сжатие, а также испытания на простое одноосное сжатие ненадежны и не должны использоваться. Для таких грунтов более надежными и поэтому рекомендуемыми методами являются консолидированно-дренированные испытания на трехосное сжатие с измерениями порового давления, испытания на простой сдвиг, полевое испытание крыльчаткой, а также статическое зондирование пенетрометром с круглым или Т-образным наконечником (в этом случае для некоторых грунтов известны корреляционные зависимости между сопротивлением вдавливанию и прочностью грунта).

Для грунтов, проявляющих анизотропию недренированного сопротивления сдвигу, значения прочности на трехосное сжатие, трехосное расширение и на простой прямой сдвиг могут существенно различаться. Выбор корректных значений прочности грунта на сдвиг для использования при оценке несущей способности фундамента должен быть надежно обоснован и отражен в проектной документации.

При расчетах несущей способности песчаного основания для дренированных условий следует использовать эффективное значение угла трения в случае плоской деформации, которое в общем случае на 10 % больше значения, определенного по результатам испытаний на трехосное сжатие. Это значение должно определяться при соответствующем уровне напряжения.

Устойчивость фундамента в условиях циклического нагружения можно оценивать в рамках схемы квазистатического расчета при условии использования соответствующим образом вычисленного значения циклического сопротивления сдвигу. Один из возможных подходов к определению циклических значений прочности грунтов для использования в квазистатическом расчете устойчивости, в котором применяется усредненное значение сдвигового напряжения и учитывается история нагружения, описан в [83].

Во многих случаях циклическое поведение несвязных грунтов может быть описано с использованием значений недренированной прочности грунта при циклическом нагружении, аналогично тому, как это делается для связных грунтов. Процедура такого определения представлена в [84]-[86]. При выполнении соответствующих расчетов необходимо учитывать эффект дренирования с возможностью диссипации избыточного порового давления в ходе циклического нагружения.

Скорость деформации, реализуемая в испытаниях, может влиять на итоговый результат, поэтому этот фактор необходимо учитывать при оценке отклика фундамента на быстрое нагружение.

При необходимости, при расчете оснований может учитываться зависимость прочности грунта от степени консолидации. Это, как правило, увеличивает общую несущую способность фундамента. Однако, в случае предварительно нагруженных оснований эффект повышения прочности ограничен слоем грунта, расположенным непосредственно под подошвой фундамента.

В грунтах, демонстрирующих деформационное разупрочнение, важным аспектом при выборе корректных значений прочности грунта может оказаться учет фактора совместности деформаций. Можно ожидать, что данный аспект в наибольшей степени окажется значимым для фундаментов с юбками, где устойчивость обеспечивается сочетанием сдвиговых усилий в основании (на уровне края юбки) и пассивного сопротивления примыкающего к фундаменту верхнего слоя грунта, полная мобилизация которых в общем случае происходит на совершенно разных уровнях деформации.

Всегда, когда имеется возможность, при оценке необходимых характеристик грунта следует использовать методы статистической обработки доступных данных.

А.7.3.6.2 Характеристики, используемые в расчетах на пригодность к нормальной эксплуатации

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.4 Устойчивость фундаментов мелкого заложения

А.7.4.1 Оценка несущей способности

Представленные ниже формулы для расчета несущей способности фундамента получены в рамках гипотезы, что грунт является идеальным жестко-пластическим материалом, подчиняющимся критерию текучести Мора-Кулона с ассоциированным законом текучести.

Коэффициенты несущей способности и поправочные коэффициенты в основном взяты из [87]-[93]. Использование данных формул и коэффициентов должно быть обосновано в каждом конкретном случае. Когда имеется возможность, следует рассматривать альтернативные методы расчета для верификации полученных результатов,

В настоящее время строгие решения для коэффициентов несущей способности, если грунт моделируется идеально-пластическим материалом с ассоциированным законом текучести, могут быть получены с помощью специализированного программного обеспечения (ПО). С примером соответствующего ПО можно ознакомиться в публикации [94]; в этом ПО для решения уравнений равновесия в напряжениях реализован метод характеристик, с помощью которого могут быть получены решения в виде нижних оценок вертикальной несущей способности для поверхностных ленточных и круглых фундаментов, с гладкой или шероховатой поверхностью раздела "фундамент - грунт", с дополнительной нагрузкой на поверхности основания или без таковой.

А.7.4.1.1 Недренированные условия (случай постоянного по глубине сопротивления сдвигу)

А.7.4.1.1.1 Коэффициенты несущей способности

Коэффициент несущей способности, N _c, для жесткого поверхностного ленточного фундамента с горизонтальной подошвой, опирающегося на горизонтальное морское дно, в предположении, что грунт основания является идеально-пластическим материалом с однородной прочностью, для случая одноосной вертикальной нагрузки (другие воздействия отсутствуют) определен в [92]:

(А.8)

Для расширения возможности использования базового решения для несущей способности применительно к другим случаям для учета различных факторов, таких как наличие горизонтальной составляющей нагрузки, форма фундамента, глубина внедрения, наклон подошвы фундамента, а также наклон поверхности дна моря, применяются различные поправочные коэффициенты.

А.7.4.1.1.2 Поправочные коэффициенты несущей способности

Для случая постоянного по глубине изотропного недренированного сопротивления сдвигу рекомендуются следующие поправочные коэффициенты несущей способности:

(А.9)

где s _c, d _c, i _c, b _c и g _c являются поправочными коэффициентами, которые отражают зависимость расчетных формул от формы фундамента, глубины заложения, наклона нагрузки, наклона подошвы фундамента и наклона поверхности дна моря, соответственно; при этом:

(А.10)

(А.11)

(А.12)

(А.13)

(А.14)

При проведении расчетов нужно иметь в виду следующее:

- эффективная ширина или эффективная длина фундамента используются применительно к эксцентриситету нагрузки, измеряемому в направлении ширины или длины, соответственно. Эффективная ширина и эффективная длина рассчитываются для ортогональных компонент внецентренно приложенных нагрузок, действующих параллельно ширине и длине фундамента. Значения и определяются по формулам (А.1)-(А.3);

- H _b соответствует только той компоненте расчетной нагрузки, которая действует по эффективной площади основания. Это значение равно полному боковому воздействию, приложенному к фундаменту, минус сопротивление грунта, действующее на фундамент выше нижнего края юбки, и минус боковое сопротивление, которое обусловлено сопротивлением сдвигу на уровне нижнего края юбки вне пределов эффективной площади. При вычислении последних двух компонентов сопротивления коэффициенты надежности по грунту для условий чистого сдвига должны быть применены прежде, чем эти компоненты будут вычтены из полного бокового воздействия;

- и являются углами наклона основания и грунта в радианах, соответственно. На рисунке А.7 эти углы определены с указанием правила знаков применительно к общей задаче расчета фундамента.

1 - горизонтальная поверхность; 2 - поверхность грунта основания

Рисунок А.7 - Определение правила знаков для наклона основания и поверхности дна моря [87]

Рекомендуемые значения поправочных коэффициентов s _c, i _c, b _c и g _c взяты непосредственно из [87].

Рекомендуемое значение коэффициента глубины d _c взято из [91], оно немного более консервативно, чем значение, указанное в [87]. Применимость вышеуказанного значения коэффициента глубины d _c следует оценивать для конкретных условий. Если процедура возведения фундамента и/или другие факторы, например, такие как размыв, не позволяют сдвигающим напряжениям в грунте выше уровня базовой плоскости фундамента мобилизоваться в полном объеме, то рекомендуется использовать d _c = 0. Кроме того, рекомендуется использовать значение d _c = 0 также в случае, если горизонтальное воздействие приводит к реализации значительного пассивного давления грунта в слое между поверхностью дна моря и уровнем базовой плоскости фундамента.

А.7.4.1.2 Недренированные условия (линейно увеличивающееся с глубиной сопротивления сдвигу)

Для случая изотропного недренированного сопротивления сдвигу, линейно увеличивающегося с глубиной, рекомендуется использовать следующие поправочные коэффициенты F и K _c.

F является эмпирической величиной, значения которой представлены в виде функции (более подробная информация приведена в [88]).

При выборе значения F шероховатые условия шероховатого (негладкого) контакта могут быть в общем случае приняты для фундаментов с юбками при отсутствии защитного покрытия. Значения F могут быть аппроксимированы с помощью следующей зависимости:

(А.15)

где (применимо для );

a, b, c, и d являются постоянными, значения которых зависят от условий шероховатости; характерные значения приведены в таблице А.1.

Таблица А.1 - Поправочные коэффициенты на шероховатость (см. рисунок А.8)

Постоянная	Полностью шероховатая граница раздела F _r	Полностью гладкая граница раздела F _s
a	2,560	1,372
b	0,457	0,070
c	0,713	-0,128
d	1,380	0,342

F _s - при отсутствии трения на поверхности раздела "грунт - фундамент" ("гладкий" фундамент); F _r - при трении на поверхности раздела, равном прочности грунта на сдвиг ("шероховатый" фундамент); F - коэффициент несущей способности

Рисунок А.8 - Поправочный коэффициент несущей способности F для изотропного недренированного сопротивления сдвигу, линейно увеличивающегося с глубиной [88]

Коэффициент K _c вычисляется следующим образом:

(А.16)

где s _c, d _c, i _c, b _c и g _c являются поправочными коэффициентами, отражающими влияние формы фундамента, глубины его заложения, наклона действующей нагрузки, наклона базовой плоскости фундамента и наклона поверхности дна моря, соответственно. Ниже приведены рекомендации по их вычислению:

(А.17)

где s _cv рассматривается как функция , при этом значения s _cv могут быть аппроксимированы с использованием зависимости:

(А.18)

где (применимо для ). В таблице А.2 приведены значения для случая вертикальной нагрузки;

Таблица А.2 - Коэффициенты формы для фундаментов с круглым или квадратным очертанием в плане при вертикальной нагрузке

	s _cv
0	0,18
2	0,00
4	-0,05
6	-0,07
8	-0,09
10	-0,10

(А.19)

где s _u,1 - среднее значение сопротивлению сдвигу выше уровня базовой плоскости фундамента;

s _u,2 - эффективное значение сопротивления сдвигу ниже уровня базовой плоскости фундамента, определяемое с помощью соотношений:

;

(А.20)

(А.21)

(А.22)

(А.23)

Эффективная ширина или эффективная длина фундамента используются применительно к эксцентриситету нагрузки, измеряемому в направлении ширины или длины, соответственно. Эффективная ширина и эффективная длина рассчитываются для ортогональных компонент внецентренно приложенных нагрузок, действующих параллельно ширине и длине фундамента. Значения и определяются с помощью формул (А.1)-(А.3).

Величины H _b, и определены в А.7.4.1.1.

Рекомендуемое значение коэффициента d _c получено из значения поправочного коэффициента для постоянного изотропного недренированного сопротивления сдвигу путем корректировки, отражающей фактор линейного изменения с глубиной значений недренированного сопротивления сдвигу, как указано в [91].

Значения коэффициента формы s _cv, заимствованные из [90], где рассматривается случай осевой симметрии и чисто вертикальной нагрузки, предполагаются приближенно справедливыми и для эквивалентного фундамента квадратной формы при .

Применимость вышеуказанных значений коэффициента глубины d _c следует оценивать для конкретных условий. Если процедура возведения фундамента и/или другие факторы, например такие, как размыв, не позволяют сдвигающим напряжениям в грунте выше уровня базовой плоскости фундамента мобилизоваться в полном объеме, то рекомендуется использовать d _c = 0. Кроме того, рекомендуется использовать значение d _c = 0 также в случае, если горизонтальное воздействие приводит к реализации значительного пассивного давления грунта в слое между поверхностью дна моря и уровнем базовой плоскости фундамента.

А.7.4.1.3 Дренированные условия

А.7.4.1.3.1 Коэффициенты несущей способности

Следующие значения коэффициентов несущей способности [формулы (А.24) и (А.25)] рекомендуются для случая чисто вертикальной нагрузки на поверхностный ленточный фундамент (устраиваемый без заглубления):

(А.24)

(А.25)

В общем случае указанные формулы рекомендуется использовать, если эффективные значения угла трения лежат в диапазоне от 30° до 42°. Если значение эффективного угла трения выходит за указанные пределы, это может указывать на присутствие в основании нестандартных грунтов, что требует специального исследования и обоснования в проектной документации.

А.7.4.1.3.2 Поправочные коэффициенты несущей способности

Для дренированных условий рекомендованы следующие поправочные коэффициенты для несущей способности:

(А.26)

(А.27)

Здесь s, d, i, b и g являются поправочными коэффициентами, отражающими влияние формы фундамента, глубины заложения, наклона приложенной нагрузки, наклона базовой плоскости фундамента и наклона поверхности дна моря, соответственно. Нижние индексы q и обозначают коэффициент несущей способности, N _q или N , к которому относится поправочный коэффициент.

Значения приведенных в формулах (А.28)-(А.36) коэффициентов, в которых имеется зависимость от наклона поверхности дна, могут быть неконсервативными для случая песка от рыхлого до очень рыхлого; в этих случаях необходимо проведение дополнительных исследований.

Рекомендуются следующие выражения для поправочных коэффициентов:

(А.28)

(А.29)

(А.30)

(А.31)

(А.32)

(А.33)

(А.34)

(А.35)

(А.36)

Эффективная ширина или эффективная длина фундамента используются в поправочных коэффициентах несущей способности, указанных выше, применительно к эксцентриситету нагрузки, измеряемому в направлении ширины или длины, соответственно. Эффективная ширина и эффективная длина рассчитываются для ортогональных компонент внецентренно приложенных нагрузок, действующих параллельно ширине и длине фундамента.

Применимость вышеуказанных значений коэффициента глубины d _c следует оценивать для конкретных условий. Необходимо подчеркнуть, что фактор глубины заложения фундамента весьма чувствителен к нарушению структуры грунта на боковой поверхности фундамента. Если процедура устройства фундамента и/или другие аспекты, например, такие как размыв, не позволяют сдвиговым напряжениям грунта выше уровня подошвы фундамента реализоваться в полном объеме, то рекомендуется использовать значение d _c = 1,0. Кроме того, значение d _c = 1,0 рекомендуется также использовать, если горизонтальная нагрузка порождает значительное пассивное давление грунта в слое между дном моря и базовой плоскостью фундамента.

Величины H _b, и определены в А.7.4.1.1.

А.7.4.1.3.3 Исключение эффективного сцепления из формул несущей способности

Кривая эффективной прочности для данного грунта часто приводится в терминах "отсечного" значения удельного сцепления грунта, , и эффективного значения угла трения, , в виде огибающей, подогнанной к результатам лабораторных испытаний, выполняемых при различном уровне сжимающих эффективных напряжений. Имели место широкие дискуссии по вопросу, отражают ли получаемые значения истинное сцепление ("цементацию"), или это некий "артефакт", возникающий в результате попытки проведения касательной к множеству точек, соответствующих в реальности криволинейной огибающей значений прочности. Однозначно установлено, что значения угла трения для грунтов увеличиваются при снижении среднего эффективного напряжения - вследствие повышения интенсивности дилатансии. В связи с этим во многих случаях эффективная "сцементированность" грунта представляет собой виртуальное числовое значение, получаемое при интерпретации результатов лабораторных испытаний, а не истинную физическую величину. Тем не менее данный вопрос вызывает большое количество споров среди специалистов в области геотехники (см. [95]).

Могут быть указаны примеры ситуаций, в которых учет эффективного сцепления при оценке несущей способности основания является обоснованным:

- грунты, сцементированные в естественном состоянии (в частности, пески). В этом случае необходимо применение специальных методов расчета несущей способности основания, поскольку возможна различная степень мобилизации двух компонентов прочности грунта - за счет цементации и за счет трения при сдвиге; при этом существует потенциальная угроза развития прогрессирующего разрушения, при котором "сцементированность" уменьшается до нуля прежде, чем будут мобилизованы полные значения сопротивления сдвигу;

- глины от средне- до сильно переуплотненных. В этом случае полное игнорирование реализации эффективного сцепления (или больших значений угла внутреннего трения, обусловленных дилатансией, при низких средних эффективных напряжениях) может приводить к излишнему консерватизму при расчетах. С другой стороны, включение эффективного сцепления в оценку несущей способности фундамента может оказаться чрезмерно оптимистичным, частично из-за того, что средний уровень эффективного напряжения, соответствующий несущей способности основания в дренированных условиях, может оказаться чрезмерно высоким, чтобы предполагать наличие какого-либо эффективного сцепления, не равного нулю, и частично потому, что уровень перемещений, допускаемый при проектировании фундаментов, может быть слишком низким, чтобы полностью мобилизовать эффективное сцепление (или реализацию больших значений угла внутреннего трения, обусловленных дилатансией, при низких средних эффективных напряжениях).

А.7.4.2 Оценка сопротивления сдвигу

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.4.3 Оценка сопротивления при сдвиге с поворотом

Методы, которые могут быть использованы для оценки способности основания воспринимать крутящий момент, описаны в [96] и [97].

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

А.7.5.1 Общие положения

Необходимо отметить, что перемещения фундамента при максимальном уровне напряжений в основании, допускаемом в соответствии с рекомендациями настоящего документа, могут оказаться значительными, например, когда нагружение фундамента вызывает достижение предела текучести в грунте.

А.7.5.2 Перемещения под действием статических нагрузок

А.7.5.2.1 Общие положения

Традиционно статические деформации (осадка, смещения, крены) подразделяют на два типа: (I) начальная деформация, которая является более или менее мгновенным откликом основания на приложение нагрузки и в основном обусловлена сдвигами (сдвиговыми напряжениями) в грунте; и (II) конечная (длящаяся) деформация, которая происходит в течение некоторого периода времени и в основном связана с постепенной диссипацией избыточного перового давления и соответствующими объемными изменениями в массиве грунта (так называемая первичная консолидация). Кроме того, могут иметь место вторичные перемещения вследствие ползучести (вторичная консолидация).

А.7.5.2.2 Начальные (упругие) перемещения

Поскольку для грунтов характерны нелинейные диаграммы деформирования, к тому же во многих случаях зависящие от пути нагружения, проблема расчета начальной деформации является достаточно сложной. В случае монотонно возрастающих нагрузок и относительно низких значений их интенсивности (по отношению к уровню разрушающих нагрузок) оценка деформаций основания (перемещения фундамента) может выполняться в рамках допущения, что грунт представляет собой однородный линейно упругий материал.

Решения более общего вида, чем указанные в 7.5.2.2, включая вычисление перемещений в точках массива грунта основания, приведены, в частности, в [98]. Решения для жесткого заглубленного фундамента круглой формы приведены в [99].

Определение упругих характеристик грунта, используемых в расчетах, требует специального обоснования, поскольку модуль упругости грунтов существенно зависит от величины среднего эффективного напряжения и от уровня достигнутых деформаций. Это особенно важно для сильно водопроницаемых дисперсных грунтов, когда приходится оценивать эквивалентные модули на основе некоторого средневзвешенного значения усредненных напряжений, взятых в пределах фрагмента грунта, находящегося в сильно нагруженном состоянии. Для относительно малопроницаемых грунтов, таких как глины, удовлетворительные результаты могут быть получены путем использования корреляционных зависимостей упругих модулей от характеристик прочности и коэффициента переуплотнения. Дополнительная информация по данному вопросу представлена в [100].

В случаях, когда конструкция фундамента обладает достаточной гибкостью или когда нагрузки достаточно высокие и создают высокие напряжения в пределах значительного объема грунта, инженерные формулы, приведенные в настоящем разделе, становятся некорректными и поэтому должны быть заменены численными расчетами. В таких случаях рекомендуется использовать МКЭ или метод конечных разностей, в рамках которых имеется возможность учитывать сложную геометрию фундамента и комбинированное нагружение, а также нелинейность и неоднородность грунтового разреза. При циклическом характере нагрузок необходимо выполнить оценку эффекта разуплотнения грунта (возможное снижение значений упругих модулей).

А.7.5.2.3 Первичная консолидация

В силу конечной протяженности фундамента вертикальное напряжение, вызываемое опирающимся на дно сооружением, должно уменьшаться с глубиной. Оценка снижения уровня напряжений может выполняться с помощью решений теории упругости (некоторые примеры приведены в [98]). Соответствующий метод аппроксимации особенно полезен, когда осадки основания обусловлены тонкими приповерхностными слоями.

Скорость развития осадок зависит от интенсивности дренирования и характеристик уплотнения грунта. Методы решения задачи консолидации грунта в одномерной постановке представлены во многих учебниках по механике грунтов, однако во многих случаях одномерная аппроксимация оказывается нереалистичной для описания фильтрационных потоков и результирующих полей деформаций. Решения для определения осадки в результате консолидации грунта вокруг заглубленных круглых фундаментов в трехмерной постановке для упругого случая приведены, например, в [101] и [102]. Если требуется точный прогноз развития осадки основания во времени, необходимо выполнение двухмерных или трехмерных расчетов в рамках связного моделирования на основе полевых данных высокого качества.

А.7.5.2.4 Вторичная консолидация (с учетом ползучести)

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.5.2.5 Неравномерные осадки при действии внецентренной нагрузки

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.5.3 Перемещение под действием динамических и циклических нагрузок

А.7.5.3.1 Отклик фундамента на приложенную нагрузку

Во многих случаях нагрузки на фундамент могут считаться квазистатическими, а грунтовое основание может рассматриваться как упругое полупространство, с учетом ограничений, описанных в 7.5. Соответственно, жесткостные характеристики грунта могут вычисляться аналогично тому, как это делается в случае статических нагрузок.

Необходимо иметь в виду, что решения, найденные для модели полупространства, могут демонстрировать значительные погрешности в случаях, когда геологический разрез площадки существенно неоднороден. Кроме того, принимая во внимание широкий диапазон значений природных воздействий, необходимо учитывать проявляемое грунтом существенно нелинейное поведение. В таких случаях требуется проведение численных расчетов или, по крайней мере, обоснованная оценка диапазона значений жесткостных характеристик грунтов основания.

В некоторых случаях рассмотрение основания в виде упругого полупространства заведомо является неправомерным, как, например, в ситуации, когда необходимо промоделировать процесс диссипации энергии в грунте. В этих случаях в проектной документации требуется специальное обоснование применяемых моделей и характеристик грунта.

Особым расчетным случаем оценки воздействия окружающей среды является отклик морских фундаментов на циклическое нагружение от волнения. Различные подходы к оценке компонент перемещения в указанной ситуации обсуждаются в [86] и [103].

А.7.5.3.2 Осадка после завершения воздействия

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.5.4 Другие факторы, обусловливающие осадку фундамента

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.6 Другие аспекты проектирования

А.7.6.1 Устойчивость при гидродинамических воздействиях

Дополнительные указания отсутствуют.

А.7.6.2 Строительство, извлечение и демонтаж

А.7.6.2.1 Общие положения

Фундаменты мелкого заложения часто устанавливают на дне с помощью крановых (подъемно-строительных) судов. Вертикальные колебания, параметры которого зависят от характеристик судна и от динамики поверхности моря, приводят к тому, что в момент времени, когда фундамент касается дна, имеет место ударное воздействие на конструкции фундамента. Интенсивность допускаемых ударных нагрузок обычно контролируется путем соблюдения критериев, ограничивающих по погодным условиям осуществление морских операций, которые подлежат тщательному планированию, а также с помощью надежного контроля за ходом операций монтажа. Тем не менее все еще нередки инциденты, когда при установке небольших сооружений происходит повреждение/разрушение фундамента сооружения, в основном, когда основание сложено слабыми грунтами. Для минимизации вероятности инцидентов такого рода, следует соблюдать следующие базовые рекомендации:

- если монтаж выполняется в контролируемых условиях с использованием компенсатора вертикальной качки и при низкой скорости опускания конструкции на морское дно (менее 0,2 м/с), дополнительных мероприятий по обеспечению безопасности не требуется;

- если монтаж выполняется без контроля скорости опускания конструкций (компенсация вертикальной качки отсутствует), глубина внедрения фундаментных конструкций в донное основание может превысить критические значения перемещений. В таких ситуациях необходимо выполнение дополнительных расчетов по оценке последствий избыточного внедрения фундаментных конструкций в грунтовое основание.

Применение недостаточно мощных крановых судов также может приводить к разрушению фундамента: если скорость вертикальных колебаний судна превышает скорость отбора/стравливания подъемных тросов краном, то могут иметь место ситуации с недопустимо высокой скоростью соударения фундаментных конструкций с морским дном или множественными повторными соударениями. В результате, фундамент может быть поднят со дна после первого касания, порождая тем самым разрушение грунта в результате отрыва конструкций от дна (потеря несущей способности грунтового основания по схеме отрыва). Состояние грунта под фундаментом после таких воздействий близко к грунту с нарушенной структурой, а значения коэффициентов надежности по нагрузке и по грунту могут оказаться слишком малыми, чтобы предотвратить разрушение фундамента в ходе заключительной посадки на грунт.

Если существует возможность реализации значительных вертикальных колебаний или соударения значительной интенсивности при касании дна, необходимо применять более высокие коэффициенты надежности по материалу по сравнению с рекомендуемыми в 7.3. Фундаменты мелкого заложения, например такие, которые используются как временные опоры или как элементы фундаментов подводных сооружений, часто конструируются для условий ограниченного воздействия окружающей среды. Поскольку основная нагрузка в данном случае является постоянной и порождается весом, то по указанным выше причинам при соответствующих расчетах следует использовать более высокое значение коэффициента надежности по грунту, чем рекомендуется в 7.3.

А.7.6.2.2 Сопротивление вдавливанию юбки

Юбочная конструкция способна оказывать значительное сопротивление вдавливанию в грунтовое основание. Соответствующее сопротивление Q _r может быть определено как функция от глубины внедрения, используя следующее соотношение:

(А.37)

где Q _f - составляющая несущей способности по боковым поверхностям ребер юбки (сопротивление юбки вдавливанию, порождаемое трением грунта);

Q _p - составляющая несущей способности по торцам ребер юбки (сопротивление юбки вдавливанию, порождаемое давлением под торцами ребер юбки);

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

A _s - площадь боковой поверхности юбки при заданной глубине внедрения в грунт (включая внутреннюю и наружную поверхности ребер юбки);

q - удельное сопротивление на торцах ребер юбки при вдавливании;

A _p - поперечная площадь сечения ребристой конструкции юбки.

Значения несущей способности по торцам ребер можно оценить по соответствующим формулам несущей способности или, в другом варианте, с помощью использования значений сопротивления q _c по результатам статического зондирования с поправкой на форму зонда. Можно ожидать, что второй подход не удастся применить в случае бетонных юбок большой ширины. Сопротивление грунта по боковой поверхности внедряемого элемента может быть определена на основе лабораторных испытаний или по другим доступным данным. В большинстве случаев требуется обеспечение задавливания юбки на полную глубину. Это требование следует учитывать при выборе характеристик прочности грунта (в частности, значений q _c в CPT-тестах) для выполнения расчетов, поскольку использование низких значений прочности грунта в данном случае приводит к неконсервативным оценкам.

Общие методические указания по оценке внедрения юбки на основе данных статического зондирования приведены в [91] для грунтов Северного моря и в [97] для мягких глубоководных глин Западной Африки. При наличии в основании нестандартных грунтов выбор корректных значений прочностных характеристик грунта основания требует специального обоснования.

В общем случае вода будет задерживаться в межреберном пространстве юбки. Скорость задавливания юбки должна быть выбрана такой, чтобы процесс отжатия воды мог осуществляться без ее нагнетания в межреберное пространство и без повреждения грунтового основания, В некоторых случаях создание разряжения (создание отрицательного избыточного порового давления по отношению к окружающему гидростатическому давлению, или присоса) может использоваться для увеличения задавливающей силы; однако при этом необходимо выполнить соответствующие расчеты для подтверждения, что это не приведет к деградации свойств грунта основания.

При оценке процесса задавливания юбки необходим тщательный анализ геологических условий площадки. Неровность поверхности дна моря, горизонтальная изменчивость характеристик прочности грунта, наличие валунов и т.п. может привести к неравномерному внедрению и/или повреждениям конструкций юбки. В некоторых ситуациях может потребоваться проведение мероприятий по улучшению грунтов в основании, таких как, например, выравнивание площадки с помощью дноуглубительных работ или замены слабых грунтов.

При планировании работ по демонтажу или ремонту фундамента мелкого заложения с юбкой необходимо принимать во внимание, что в процессе работ на подошве фундамента и на торцах ребер юбки будут развиваться силы присоса. Эти силы могут быть значительными, но обычно могут быть преодолены за счет длительного приложения подъемных сил или нагнетания воды в отсеки юбки для ослабления эффекта присоса.

При планировании работ по демонтажу следует учитывать, что эффекты, сопровождающие процесс установки фундамента, могут приводить к более высоким значениям несущей способности грунта при извлечении конструкций, чем при их монтаже.

А.8 Проектирование свайных фундаментов

А.8.1 Несущая способность сваи при вертикальной сжимающей нагрузке

А.8.1.1 Общие положения

Указания отсутствуют.

А.8.1.2 Осевая несущая способность сваи

В стандартном расчете на основе статической несущей способности расчетная нагрузка на сваю (расчетное сочетание постоянных и переменных нагрузок, а также нагрузок от воздействия окружающей среды) сопоставляется с расчетным значением несущей способностью сваи. Значения коэффициентов надежности по нагрузкам определены в [104]. Несущая способность сваи определяется как сумма несущей способности по боковой поверхности и по торцевой поверхности (см. 8.1 и 8.2). Данный подход обеспечивает достаточный запас несущей способности сваи по отношению к расчетным нагрузкам, чтобы учесть природную изменчивость величин нагрузок и несущей способности сваи.

Не всегда корректным решением при получении нормативного значения осевой несущей способности сваи является добавление нормативного значения несущей способности по торцевой поверхности к нормативному значению несущей способности по боковой поверхности. Этот вопрос рассматривается, например, в [105]-[107]. Для частного случая сваи с уширенной пятой этот аспект обсуждается в [107].

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

А.8.1.3.1 Общие положения

При оценке несущей способности свай в глинистых грунтах необходимо тщательное обоснование выбираемых расчетных значений параметров, а также интерпретации вычисленных несущих способностей. Некоторые из аспектов, которые должны быть рассмотрены при проектировании, подробно описаны в А.8.1.3.2.

А.8.1.3.2 Вертикальная несущая способность сваи в глине

А.8.1.3.2.1 База данных по испытаниям свай в глине

В ряде проведенных исследований ([108]-[113]) представлен сопоставительный анализ значений вертикальной несущей способности свай, полученных в соответствующих полевых исследованиях и вычисленных в рамках традиционных процедур расчета морских свай. Такие данные могут быть весьма полезными при обосновании тех или иных оценок, получаемых в проектных расчетах. Известно, что имеет место значительный разброс данных, характеризующих зависимости измеренных значений несущей способности по отношению к прогнозируемым. При использовании таких результатов при проектировании необходимо учитывать различные ограничения, в которых указанное сопоставление остается справедливым. К наиболее существенным относятся следующие ограничения:

- существует значительная неопределенность определения как прогнозируемых, так и измеренных значений несущей способности. Например, определение прогнозируемых значений несущей способности очень чувствительно к используемому профилю по вертикали недренированной прочности грунта на сдвиг, который сам по себе подвержен значительной неопределенности. Измеренные значения несущей способности также являются объектом интерпретации, как и возможные погрешности измерений;

- условия проведения нагрузочных испытаний свай в общем случае значительно отличаются и от условий, которым приписываются расчетные воздействия, и от реальных полевых условий. Одним из очевидных ограничений является ограниченное количество испытаний глубоких свай большого диаметра с высокой несущей способностью. В целом в испытаниях свай достигаются значения несущей способности, которые составляют 10 % или меньше от несущей способности реальной сваи. Другой ограничительный фактор состоит в том, что скорость изменения нагрузки и история нагружения при циклических воздействиях во многих случаях недостаточно корректно воспроизводятся в испытаниях (см. А.8.3.2). Из практических соображений испытания свай часто проводят раньше, чем свая будет полностью оснащена измерительным оборудованием (см. А.8.1.3.2.5). Кроме того, условия на торцах испытываемых свай (закрытый или открытый торец) могут отличаться от условий, имеющих место для морских свай;

- в большинстве исследований делается попытка исключить испытания, относительно которых можно ожидать, что имеет место влияние паразитных факторов, таких как несовершенства на наружной поверхности сваи (сварные валики, защитные накладки и т.п.), эффекты монтажа (гидромониторная промывка, разбуривание грунтовых пробок и т.п.), а также напор подземных вод. Тем не менее невозможно исключить внешние факторы во всех случаях.

База данных включает ряд испытаний, которые были специально рассчитаны для морских условий, а также ряд опубликованных данных об испытаниях, которые по удачному стечению обстоятельств тоже могут быть отнесены к морским условиям (соответствующий тип сваи, метод строительства, грунтовые условия и т.п.). Первые из указанных обычно имеют более высокое качество и выполняются в более крупном масштабе, поэтому они имеют очень важное значение для процедуры калибровки расчетных методов. Испытания, наиболее близкие к морским условиям, выполнялись в США и в Европе, Поскольку региональные геологические особенности, а также практический опыт эксплуатации имеют чрезвычайно важное значение при проектировании фундаментов, применение этих результатов в других региона мира должно быть надежно обосновано. Кроме того, при проектировании свайного фундамента необходимо учитывать, что результаты важных испытаний в алевритистой глине с низким значением числа пластичности, таких как на площадке Пентре (Pentre) [114], указывают на завышение несущей способности по боковой поверхности, определенной по формулам (21)-(23). Причина такого завышения не вполне понятна и является предметом изучения. При проектировании свай в грунтах указанного типа оценки несущей способности требуют специального обоснования.

Дополнительные аспекты в отношении буронабивных свай обсуждаются в [115], [116].

А.8.1.3.2.2 Альтернативные методы определения несущей способности свай

Существуют альтернативные методы определения несущей способности свай в глинах, которые могут использоваться на практике. Они основаны на соответствующих инженерных принципах и обоснованы отраслевым опытом. Один из таких методов описан ниже.

Для свай, забиваемых в глине, принимаемое для глубины z значение расчетного сопротивления грунта на боковой поверхностности сваи f(z) не должно превышать сопротивление недренированному сдвигу глины s _u, которое определено в НН-испытаниях при трехосном сжатии и испытаниях мини-крыльчаткой на сдвиг, или следующие предельные значения:

a) для высокопластичных недоуплотненных и нормально уплотненных глин f(z) может быть принято равным s _u. Для переуплотненных глин f(z) не должно превышать 48 кПа (1 тыс. фунт/фут ²) или эквивалентного значение s _u, соответствующего нормально уплотненному состоянию, в зависимости оттого, что больше;

b) для других типов глин:

(А.38)

(А.39)

f(z) находится линейной интерполяцией для значений s _u в интервале между вышеуказанными значениями.

Информация по другим методам приведена в [109], [110], [112] и [117].

Было показано ([113]), что в целом указанные методы описывают результаты испытаний свай, представленные (однако, в ограниченном объеме) в доступных базах с приемлемой точностью. Однако для некоторых специальных ситуаций значения несущей способности свай, вычисленные различными методами, могут существенно различаться. В таких случаях определение несущей способности свай должно основываться на более детальной инженерной оценке, в которой учитывается информация по грунту по конкретной площадке, имеющиеся данные по испытаниям свай, а также опыт устройства свай в аналогичных грунтах.

А.8.1.3.2.3 Определение профилей расчетной прочности и вертикального давления "в массиве"

Несущая способность сваи (при вертикальной нагрузке) в глине, определяемая в рамках вышеуказанных методов, непосредственно зависит от профилей сопротивления недренированному сдвигу и вертикального давления от вышележащих слоев грунта, которые принимаются для расчетов. Большое разнообразие методов отбора проб и объективно широкий разброс данных по характеристикам прочности, получаемых в лабораторных испытаниях различных типов, усложняет задачу соответствующего выбора. В ГОСТ Р 59996 содержится дополнительная информация по методам пробоотбора и лабораторных испытаний, а также о точности морских исследований грунтов.

Для определения вертикального профиля прочности грунта в разрезе рекомендуются НН-испытания при трехосном статическом сжатии на образцах высокого качества, предпочтительно отобранных с помощью задавливаемого тонкостенного пробоотборника диаметром 75 мм (3 дюйма) или больше, что обусловлено критериями согласованности и воспроизводимости. При этом при выборе значений сопротивления сдвигу для расчетов следует учитывать особенности методов отбора проб и проведения испытаний, используемых для установления корреляций между значениями сопротивления сдвигу и имеющимися данными по испытанию свай. Натурные данные по работе свай являются еще одним аспектом, который может играть важную роль в оценке корректности интерпретации данных по сопротивлению сдвигу.

Испытания на сдвиг мини-крыльчаткой на образцах, полученных с помощью задавливаемых пробоотборников, обычно хорошо коррелируют с результатами НН-испытаний при трехосном сжатии и представляются особенно полезными для слабых глин. Полевые испытания скважинной крыльчаткой или методами статического зондирования (с коническим, шаровым или Т-образным наконечниками) могут быть использованы для оценки эффектов неустойчивости в образцах газонасыщенных или структурированных грунтов. Методы статического зондирования позволяют определять непрерывный профиль расчетных значений прочностных характеристик грунта. Методы типа SHANSEP (подход, позволяющий оценивать историю приложенных напряжений и нормализованные геотехнические параметры грунтов; см. [118] и [119]) способны обеспечить более согласованную интерпретацию стандартных лабораторных испытаний, а также предоставить дополнительную информацию для более корректного определения вертикального давления в нормально уплотненных и недоуплотненных глинах.

А.8.1.3.2.4 Влияние длины сваи

Длинные сваи, забиваемые в глинистых грунтах, как правило, обладают достаточно высокой гибкостью, поэтому их несущая способность может оказаться сниженной вследствие следующих факторов:

- прогрессирующее разрушение грунта в результате снижения прочности (явление деформационного разуплотнения) с продолжающимся деформированием или сдвиговым смещением грунта на определенном горизонте в процессе установки сваи;

- горизонтальное смещение грунта относительно сваи вследствие бокового "выпячивания" сваи в процессе забивки.

Степень деградации несущей способности сваи, обусловленной указанными эффектами, зависит от многих факторов, на которые влияют условия строительства и характеристики грунта. Методы оценки степени снижения несущей способности длинных свай описаны в [105]-[107], [109]-[111].

А.8.1.3.2.5 Изменения несущей способности по оси в глине со временем

Существующие методы вычисления несущей способности свай в глинах основаны на практическом опыте, дополненном результатами испытаний свай на вертикальную нагрузку. В этих испытаниях лишь небольшое количество свай было оборудовано контрольно-измерительными средствами, при этом в большинстве случаев влияние временных эффектов после окончания забивки сваи на формирование сопротивления сдвигу на границе "свая - грунт" если и учитывались, то в ограниченном объеме. Значения несущей способности забиваемых в глину свай, вычисляемые согласно требованиям 8.1.2-8.1.3, соответствуют долговременному значению статической несущей способности сваи в недренированных условиях, когда она нагружается вертикальной нагрузкой до момента разрушения грунта основания после завершения процесса рассеяния избыточного порового давления воды, вызванного процессом строительства. Сразу после забивки несущая способность сваи в связных грунтах может быть значительно ниже, чем предельная статическая несущая способность. Измерения в полевых условиях показали, что период времени, необходимый для достижения сваей, забитой в связных грунтах, своей предельной несущей способности, может быть достаточно длительным и составлять от двух до трех лет [114], [120], [121]. Однако необходимо отметить, что скорость набора прочности имеет максимальное значение сразу после забивки сваи и снижается по мере рассеяния избыточного давления. Поэтому значительное увеличение несущей способности сваи может произойти за довольно короткое время.

В ходе забивки свай в нормально уплотненных и слабо переуплотненных глинах грунт, окружающий сваю, оказывается в сильно нарушенном состоянии, а поле напряжений существенно измененным, в результате чего может формироваться значительное по величине избыточное поровое давление. После забивки сваи избыточное поровое давление начинает рассеиваться, в результате чего окружающий грунтовый массив начинает уплотняться, и со временем несущая способность сваи увеличивается. Этот процесс иногда называется "засасыванием". Скорость рассеивания избыточного порового давления является функцией коэффициента радиальной (горизонтальной) консолидации, радиуса сваи, характеристик грунтовой пробки (свая с открытым концом или с закрытым концом), а также слоистости основания.

Если приложение расчетных нагрузок на поддерживающие сооружение забивные сваи предполагается вскоре после установки, то характеристики консолидации необходимо учитывать в проектных расчетах. В такой ситуации несущая способность свай сразу после забивки и предполагаемое увеличение несущей способности со временем являются важными проектными показателями, которые могут оказывать существенное влияние на безопасность системы "основание - фундамент" на ранней стадии процесса консолидации,

В ряде исследований были предложены аналитические модели формирования порового давления и последующего процесса его рассеивания для забивки свай в нормально уплотненных глинах и глинах слабой степени переуплотнения [122], [123]. Поскольку забивка свай порождает формирование избыточного порового давления, то рассеивание избыточного порового давления после установки сопровождается увеличением сопротивления сдвигу окружающего массива грунта и, следовательно, увеличением несущей способности сваи. После рассеивания избыточного порового давления несущая способность сваи достигает предельного значения долговременной несущей способности, хотя некоторый дополнительный рост прочности может иметь место за счет вторичных процессов, В некоторых переуплотненных глинах несущая способность сваи может уменьшаться по мере рассеивания порового давления, если скорость изменения полного радиального напряжения снижается быстрее скорости изменения порового давления. Аналитические модели учитывают степень закупоривания конца сваи путем использования различных предположений относительно механизма формирования грунтовой пробки, при этом условия на конце сваи при ее внедрении варьируются от случая полностью открытого до полностью закрытого конца. Входные данные, необходимые для соответствующего расчета, включают характеристики грунта (сжимаемость, история формирования напряжений, прочностные характеристики и т.п.) и начальные условия на площадке.

В [120] описано поведение свай, подвергающихся значительным осевым нагрузкам, в высокопластичных нормально уплотненных глинах. Исследование включало большое количество модельных испытаний свай, а также нескольких полномасштабных испытаний свай. На основе полученных в исследовании данных по рассеиванию порового давления и данных по нагружению свай в различные моменты времени после забивки свай были получены корреляционные зависимости между степенью уплотнения, степенью закупоривания и характеристиками передачи сдвиговых усилий боковой поверхностью сваи. Проведенный анализ результатов зависит от сопротивления сдвигу окружающего массива грунта. Применимость описанного метода в настоящее время ограничена случаем высокопластичных, нормально уплотненных глин (тип глин, присутствующих в Мексиканском заливе), поскольку данные для проверки достоверности метода были опубликованы только для этих грунтов.

В [121], где исследовалось поведение свай в сильно переуплотненной валунной глине, продемонстрирован эффект кратковременного снижения несущей способности, связанный с перераспределением порового давления и снижением радиальных эффективных напряжений на ранних стадиях процесса выравнивания давления. Несущая способность, наблюдаемая после установки сваи, никогда не восстанавливалась полностью. Результаты испытаний стальных свай с закрытым концом в сильно переуплотненных лондонских глинах (London clay) показывают, что значительных изменений несущей способности свай во времени не наблюдается [124]. Этот результат противоположен результатам испытаний стальных свай с закрытым концом диаметром 0,273 м (10,75 дюйма) в переуплотненных бомонтских глинах (Beaumont clay), где было обнаружено значительное и быстрое проявление эффекта "засасывания" (за 4 дня) [125].

Описанные результаты по явлению "засасывания" не рекомендуется использовать при проектировании без проведения дополнительных расчетов. Особенно это касается грунтов с различной степенью пластичности и находящихся в различной стадии уплотнения (в первую очередь для переуплотненных глин), а также свай с отношением DIWT (наружный диаметр сваи/толщина стенок сваи), превышающим 40.

А.8.1.4 Несущая способность сваи по боковой поверхности и по торцевой поверхности в несвязных грунтах

А.8.1.4.1 Общие положения

Оценка осевой несущей способности свай в несвязных грунтах должна выполняться при соответствующем обосновании применяемого метода и значений соответствующих параметров. Некоторые аспекты, требующие при проектировании специального рассмотрения с привлечением специалистов-геотехников, описаны в А.8.1.4.2.

В А.8.1.4.2 обсуждаются четыре метода оценки для осевой несущей способности свай на основе испытаний CPT, учитывающие фактор длины свай и явления фрикционной усталости на их боковой поверхности. Некоторые из этих методов, частично представленные в [126]-[129] применительно к использованию в море, еще детально не сопоставлялись со стандартными морскими проектами свайных фундаментов. Поэтому при выборе наиболее подходящего метода для учитываемых в проекте расчетных ситуаций требуется специально обоснование. Дополнительного рассмотрения требуют ситуации, когда глинистый слой располагается на уровне или поблизости от наконечника сваи.

Предполагается, что используются стальные сваи с открытым концом с постоянным по длине наружным диаметром. Установка осуществляется путем забивки на значительную глубину в однородный кремнистый песок. В целом такие сваи забиваются по схеме с открытым концом (т.е. они врезаются в основание своей стенкой). Однако, когда они нагружаются статической сжимающей нагрузкой, то обычно имеет место мобилизация внутреннего трения значительной интенсивности, что приводит к ситуации, когда свая работает по схеме с закрытым концом (т.е. грунтовая пробка не перемещается как единое целое вдоль стенки сваи при сжимающей нагрузке на сваю).

Термин "песок" используется в настоящем подпункте для всех несвязных кремнистых грунтов. Отдельные исключения рассматриваются в А.6.4 (карбонатные пески), а также в А.8.1.4.2.7 (гравий).

Значения коэффициентов надежности по несущей способности, которые должны использоваться при расчетах по методам, обсуждаемым в А.8.1.4.2, в А.8.1.4 не приводятся. При выполнении проектных расчетов для каждой расчетной ситуации необходимо обосновать возможность применения коэффициентов надежности, указанных в [4], или необходимость применения других значений.

Для повышения надежности расчетов несущей способности следует использовать натурные данные по забивке свай (данные инструментальных измерений). Дополнительные указания по данному вопросу приведены в разделе 9 и А.9.

А.8.1.4.2 Методы оценки несущей способности свай на основе CPT

А.8.1.4.2.1 Общие положения

В 8.1.4 представлен простой метод оценки несущей способности свай в несвязных грунтах, который является модификацией методов, рекомендованных прежде. Данные испытаний по нагружению свай в несвязных грунтах показывают, что разброс оценок несущей способности на основе простого метода, описанного в 8.1.4, может оказаться более значительным, чем для свай в глинистых грунтах [130], [131]. Эти данные также показывают, что метод, описанный в 8.1.4, является консервативным для случая коротких морских свай (длиной менее 45 м, или 150 футов), нагруженных сжимающей нагрузкой, в плотных и очень плотных песках и может оказаться неконсервативным во всех других ситуациях. Поэтому при проектировании фундамента в ситуациях, когда можно ожидать неконсервативные результаты, или в ситуациях с необычным грунтовым разрезом, необходимо компенсировать присутствующие неопределенности путем выбора консервативных значений проектных параметров и/или более высоких значений коэффициентов надежности по материалу или несущей способности. Такой подход в первую очередь необходим, когда в мобилизации максимального сопротивления грунта имеет место перераспределение напряжений в грунтовом массиве, что может приводить к скачкообразному (по хрупкому типу) разрушению - как например, для случая с короткими сваями при выдергивающей нагрузке. В расчетный подход были внесены изменения с целью исключения потенциального получения неконсервативных результатов.

В А.8.1.4.2.1-А.8.1.4.2.5 представлены современные и более надежные методы оценки несущей способности свай на основе данных статического CPT-зондирования. Все эти методы основаны на использовании прямых корреляционных зависимостей между значениями удельного трения на боковой поверхности свай и несущей способности свай по торцу со значениями сопротивления внедрению в грунт конусообразного зонда.

Вклады трения на боковой поверхности и лобового сопротивления грунта под торцом в итоговую несущую способность сваи считаются независимыми друг от друга. Поэтому во всех методах репрезентативные значения осевой несущей способности сваи при сжатии (Q _r,c) и при растяжении (Q _r,t), для случая сваи со сформированной грунтовой пробкой определяются по формулам:

(A.40)

(A.41)

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

Q _r,t - репрезентативное значение несущей способности сваи при растяжении (в единицах силы);

Q _f,с - репрезентативное значение несущей способности сваи по боковой поверхности при сжатии (в единицах силы);

Q _f,t - репрезентативное значение несущей способности сваи по боковой поверхности при растяжении (в единицах силы);

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

f _c(z) - расчетное сопротивление грунта по боковой поверхностности сваи на глубине z при сжатии (удельное поверхностное трение при сжимающей нагрузке), которое является функцией глубины, формы сечения сваи и геологического разреза (в единицах напряжения);

f _t(z) - расчетное сопротивление грунта по боковой поверхностности сваи на глубине z при растяжении (удельное поверхностное трение при выдергивающей нагрузке), которое является функцией глубины, формы сечения сваи и геологического разреза (в единицах напряжения);

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

q - расчетное сопротивление грунта под торцом сваи (в единицах напряжения);

D - наружный диаметр сваи (м);

A _pile - общая площадь торца сваи (площадь брутто сваи), (м ²).

Поскольку компонента несущей способности за счет трения, Q _f, рассчитывается путем численного интегрирования (суммирования) по длине сваи, то итоговые результаты чувствительны к используемому шагу (приращению) глубины, в частности, для методов на основе CPT-зондирования. Рекомендуется, чтобы приращение глубины для методов на основе CPT-зондирования составляло величину порядка 1/100 от длины сваи (или менее). В любом случае приращение глубины не должно превышать 0,2 м (0,5 футов).

Четыре рекомендуемых настоящим стандартом метода оценки несущей способности свай на основе данных CPT-зондирования включают в себя:

- метод 1 - упрощенный метод ICP-05 (описан ниже);

- метод 2 - метод "Offshore UWA-05" ([132], [133]);

- метод 3 - метод "Fugro-05" ([132], [134]) и

- метод 4 - метод "NGI-05" ([132], [135]).

Метод 1 представляет собой упрощенную версию расчетного метода, рекомендованного в [136], а метод 2 является упрощенной версией метода UWA-05, применяемого для морских свай круглого сечения. Методы 2, 3 и 4 обобщены в [132]. Не допускается брать компоненты несущей способности по боковой поверхности и по торцевой поверхности из разных методов. Ниже сначала дается общее описание методов 1, 2 и 3, после чего приводится по отдельности подробная информация по каждому методу.

Формулы для определения удельного поверхностного трения для свай круглого сечения с открытым концом для методов 1, 2 и 3 могут считаться специальными вариантами общей формулы:

(А.42)

где в дополнение к предыдущим определениям:

f(z) - расчетное сопротивление грунта по боковой поверхностности сваи на глубине z (удельное поверхностное трение), которое является функцией глубины, формы сечения сваи и геологического разреза (в единицах напряжения);

q _c(z) - сопротивление грунта, полученное с помощью CPT-зондирования на глубине внедрения z (в единицах напряжения);

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

p _a - атмосферное давление (допускается использовать значение p _a = 100 кПа);

A _r - коэффициент водоизмещения сваи, , где A _w - площадь нетто стальной сваи, (м ²), D _i - внутренний диаметр сваи, D _i = D-2 WT (м), WT - толщина стенок сваи (м);

L - заглубленная длина сваи ниже первоначального дна моря (м);

- угол внутреннего трения на поверхности раздела между грунтом и стенкой сваи (получаемый в испытаниях с постоянным объемом).

Рекомендованные значения для параметров, a, b, c, d, e, u и v, для случаев сжимающей и растягивающей нагрузки приведены в таблице А.3.

Дополнительные рекомендации по вычислению удельного трения и сопротивления грунта под торцом сваи для всех четырех методов на основе CPT-зондирования представлены в А.8.1.4.2.7.

Таблица А.3 - Значения параметров удельного трения на боковой поверхности для забивных стальных свай с открытым концом для методов 1, 2 и 3

Метод	Параметр
Метод	a	b	c	d	e	u	v
Метод 1:
сжатие	0,1	0,2	0,4	1	0	0,023
растяжение	0,1	0,2	0,4	1	0	0,016
Метод 2:
сжатие	0	0,3	0,5	1	0	0,030	2
растяжение	0	0,3	0,5	1	0	0,022	2
Метод 3:
сжатие	0,05	0,45	0,90	0	1	0,043
растяжение	0,15	0,42	0,85	0	0	0,025

А.8.1.4.2.2 Метод 1

Для определения несущей способности по боковой и торцевой поверхности могут быть использованы следующие рекомендации:

a) несущая способность по боковой поверхности (трение):

- в [136] представлен подробный обзор выполненных в Имперском колледже Лондона (Imperial College, London) исследований по критериям проектирования вертикально нагруженных свай в глине и песке для случаев с открытым и закрытым нижним концом. Полные формулы расчета удельного трения для случая песка включают влияние свойства дилатансии, которая, как установлено, выражается в росте значений удельного трения. Влияние дилатансии снижается при увеличении диаметра свай. Удельное поверхностное трение f(z) для свай с открытым концом, вычисляемое для метода 1 по формуле (А.42) с использованием значений параметров из таблицы А.3, является консервативной оценкой по сравнению с расчетами по полному методу 1, поскольку в (А.42) дилатансия не учитывается и значения некоторых параметров консервативно округлены в большую/меньшую сторону;

- исходная "полная" расчетная формула из [136] может применяться при условии, что используются более высокие коэффициенты надежности по несущей способности, особенно для свай малого диаметра (D < 0,76 м, или 30 дюймов). Обсуждение особенностей проектирования свай в рамках подхода на основе критерия надежности с использованием "полного" метода 1 приведено в [127] и [136].

b) несущая способность свай по торцевой поверхности:

- значения удельной несущей способности грунта под пятой сваи, q, для свай круглого сечения с открытым концом соответствует рекомендациям [136], согласно которым удельная несущая способность по торцевой поверхности для случая сформированной грунтовой пробки определяется по формуле

(A.43)

где в дополнение к общим обозначениям, приведенным в А.8.1.4.2.1, используются следующие:

q _c,av,1,5D - среднее значение q _c(z) в слое грунта, заключенного в интервале от "нижний край сваи минус 1,5D" до "нижний край сваи плюс 1,5D":

;

(А.44)

D ^CPT - диаметр зонда CPT; в соответствии с ГОСТ Р 59996 D CPT = 36 мм для стандартного конуса с площадью основания 1000 мм ²;

- в [136] указано, что несущая способность по торцевой поверхности определяется как для случая сформированной грунтовой пробки (т.е. берется сечение брутто), т.е. отпор грунта, q, действует по всему поперечному сечению сваи. Условием корректности такого предположения является выполнение двух следующих условий:

(А.45)

(А.46)

где D _r - относительная плотность песка ().

Примечание - Формула (А.45) заимствована из [136], где для метода 1 была получена оценка, что максимальный внутренний диаметр сваи, при котором еще формируется грунтовая пробка, равен 1,4 м. Однако накопленный опыт показывает, что в морских сваях с существенно большим внутренним диаметром также формируется грунтовая пробка;

- если какое-либо из двух вышеуказанных условий не выполняется, то свая будет работать как для случая с открытым концом, и тогда для вычисления несущей способности по торцевой поверхности следует использовать формулу (А.47):

(А.47)

где q _c,tip - удельное сопротивление грунта под конусом на уровне торца сваи;

- если несущая способность сваи по торцевой поверхности, вычисленная по формуле (А.43) для схемы с закрытым концом, оказывается меньше значения, вычисленного по формуле (А.47), то при проектировании используется последнее.

А.8.1.4.2.3 Метод 2

a) несущая способность по боковой поверхности (трение):

- в [132] представлен подробный обзор выполненных в Университете Западной Австралии (the University of Western Australia) исследований по критериям проектирования вертикально нагруженных свай в кремнистом песке для случаев с открытым и закрытым нижним концом.

Полный метод расчета ([132], [133]) удельного трения на боковой поверхности сваи кольцевого сечения включает компоненту, учитывающую благоприятный эффект дилатансии (аналогично методу 1), а также эмпирический член, учитывающий возможность возникновения не полностью сформированной грунтовой пробки в ходе забивки сваи;

- авторы работы [133] рекомендуют при расчетах морских свай не учитывать указанные благоприятные факторы (дилатансию и частичное закрытие конца сваи). В такой ситуации расчеты по методу 2 следует выполнять по формуле (А.42) и значениям параметров из таблицы А.3;

- исходная "полная" расчетная формула из [132] может применяться при условии, что используются более высокие коэффициенты надежности по несущей способности, особенно для свай малого диаметра (D < 0,76 м, или 30 дюймов). Обсуждение особенностей проектирования свай в рамках подхода на основе критерия надежности с использованием "полного" метода 2 приведено в [132];

b) несущая способность свай по торцевой поверхности:

- в [132] и [133] предложены расчетные формулы для определения репрезентативных значений удельной несущей способности свай круглого сечения с открытым концом для случая полностью сформированной грунтовой пробки. "Полный" метод расчета включает эмпирический член, отражающий благоприятный эффект частично формирующейся в ходе забивки свай пробки. Поскольку в [130] и [133] рекомендуется при расчетах морских свай не учитывать этот эффект, то в рамках метода 2 может быть рекомендована следующая расчетная формула, предполагающая использование схемы работы сваи с закрытым концом:

(А.48)

где в дополнение к общим обозначениям, приведенным в А.8.1.4.2.1, используются следующие:

q _c,av,1,5D - среднее значение q _c(z) в слое грунта, заключенного в интервале от значения "нижний край сваи минус 1,5D" до значения "нижний край сваи плюс 1,5D":

;

- поскольку в методе 2 предполагается, что ситуация с отсутствием или наличием не полностью сформированной грунтовой пробки при статическом нагружении является исключением для стандартных морских свай, то метод не позволяет выполнить расчеты для свай, работающих по схеме с открытым концом. Значение удельной несущей способности грунта, q, вычисляется по формуле (А.40), поэтому отпор грунта действует по всему поперечному сечению конца сваи. Использование величины q _c,av,1,5D в формуле (А.48) не рекомендуется для песчаных оснований, где значения q _c, полученные с помощью CPT-зондирования, демонстрируют значительные вариации поблизости от наконечника сваи или когда внедрение сваи в несущий слой составляет менее пяти диаметров сваи. Для таких ситуаций в [133] приводятся указания по выбору соответствующего среднего значения q _c для использования вместо q _c,av,1,5D.

А.8.1.4.2.4 Метод 3

a) несущая способность по боковой поверхности (трение):

- метод 3 является модификацией метода 1 ([131]). Формулы для расчета удельного трения в работах [131] и [134] были напечатаны с ошибками, поэтому не должны использоваться в проектных расчетах. Правильные формулы представлены в [132] и соответствуют формуле (А.42) и значениям параметров из таблицы А.3;

- аналогично "полному" методу 1 и "полному" методу 2, при использовании метода 3 также рекомендуется применять более высокие значения коэффициенты надежности по несущей способности. Обсуждение особенностей проектирования свай в рамках подхода на основе критерия надежности с использованием метода 3 приведено в [137];

b) несущая способность свай по торцевой поверхности:

- методическое обоснование репрезентативного значения удельной несущей способности свай по торцевой поверхности в рамках метода 3 представлено в [131] и, в обобщенной форме, в [134]. Репрезентативное значение удельной несущей способности для свай, для которых предполагается схема работы с закрытым концом, определяется по формуле

(А.49)

где в дополнение к общим обозначениям, приведенным в А.8.1.4.2.1, используются следующие:

q _c,av,1,5D - среднее значение q _c(z) в слое грунта, заключенного в интервале от "нижний край сваи минус 1,5D" до "нижний край сваи плюс 1,5D";

- и метод 2, и метод 3 не предлагают расчетных формул для несущей способности по торцевой поверхности для случая работы сваи по схеме с открытым концом, поскольку в типичном случае в морских сваях при статическом нагружении формируется полностью развитая грунтовая пробка [137]. Схему работы сваи с закрытым концом вследствие формирования грунтовой пробки рекомендуется использовать при выполнении хотя бы одного из следующих условий:

- совокупная толщина слоев песка в грунтовой пробке превышает 8 м,

- значение несущей способности сваи по торцевой поверхности, Q _p ограничено следующей величиной:

(А.50)

где Q _f,i,clay - репрезентативное значение суммарной силы трения на внутренней поверхности сваи, которое порождают участки глины в пределах грунтовой пробки (в единицах силы);

L _s - длина пробки в пределах слоев песка (м);

- сила трения, порождаемая участками глины в пределах грунтовой пробки, Q _f,i,clay, может быть оценена с использованием подхода, аналогичного тому, который рекомендуется для оценки несущей способности по боковой поверхности для сваи, забиваемой в глинистое основание (см. 8.1.3);

- формула (А.50) справедлива для полностью дренированного состояния песка в грунтовой пробке сваи. Расчетные соотношения для случаев недренированной или частично дренированной песчаной пробки представлены в [138];

- для возможной в исключительных случаях работы сваи по схеме с открытым концом рекомендации по оценке несущей способности сваи по торцевой поверхности для случая полностью дренированных условий приведены в [137] и [139].

А.8.1.4.2.5 Метод 4

a) несущая способность по боковой поверхности (трение):

- репрезентативные значения удельного поверхностного трения для случая вырывающей нагрузки, f _t(z), и сжимающей нагрузки, f _c(z), для забивных стальных свай круглого сечения с открытым концом, соответствующие методу 4, указаны в [135]:

(А.51)

(A.52)

где в дополнение к общим обозначениям, приведенным в А.8.1.4.2.1, используются следующие;

(А.53)

(А.54)

(А.55)

- значения D _r > 1 допустимы и должны использоваться в расчетах;

- как и для "полных" вариантов методов 1, 2 и 3, при выполнении расчетов по методу 4 следует использовать более высокие значения коэффициентов надежности по несущей способности;

b) несущая способность свай по торцевой поверхности:

- для репрезентативного значения удельной несущей способности по торцевой поверхности для сваи с открытым концом, работающей по схеме с сформированной грунтовой пробкой в методе 4 рекомендуется следующая формула [135];

(А.56)

где q _c,av,1,5D - среднее значение q _c(z) в слое грунта, заключенного в интервале от "нижний край сваи минус 1,5D" до "нижний край сваи плюс 1,5D";

D _r - относительная плотность песка, определяемая по формуле (А.55);

- значения D _r > 1 допустимы и должны использоваться в расчетах;

- сопротивление внедрению стальных свай кольцевого сечения с открытым концом в случае отсутствия грунтовой пробки (при этом учитывается сечение нетто сваи) следует определять с учетом удельной несущей способности по торцевой поверхности, q _w(z), вычисляемой по формуле

(А.57)

и удельного трения, f _p(z), между грунтовой пробкой и внутренней стенкой сваи, вычисляемой по формуле

;

(А.58)

- в проектных расчетах несущую способность свай по торцевой поверхности необходимо принимать как меньшее из величины q, соответствующей схеме с закрытым концом [формула (А.56)], и сопротивления внедрению по схеме с открытым концом, определяемого по формулам (А.57) и (А.58).

А.8.1.4.2.6 Оценка значений характеристик грунта

В рамках инженерных изысканий на площадке строительства должны быть получены все необходимые данные, описывающие пространственную изменчивость (в плане и по вертикали), границы и значения характеристик грунтов во всех слоях разреза.

Для любого расчетного метода на основе CPT-зондирования вычисляемые значения несущей способности свай в песке наиболее чувствительны к результатам статического зондирования (величине сопротивления грунта под конусом пенетрометра) q _c, а также, в несколько меньшей степени, к величинам и . Качество оценки несущей способности свай зависит как от корректности модели, так и от точности принимаемых для расчетов значений параметров. Ниже приводятся рекомендации по выбору соответствующих значений параметров:

a) величина q _c(z):

в CPT-испытаниях величина q _c(z) должна измеряться с помощью оборудования и процедур, соответствующих положениям ГОСТ Р 59996. В частности, в ГОСТ Р 59996 рекомендовано применение зондов с конусом с площадью поперечного сечения в основании в диапазоне 500-2000 мм ² и скорость внедрения (20 5) мм/с;

- следует отметить, что методы расчета на основе CPT-испытаний были верифицированы для значений нагрузок, q _c, до 100 МПа. Для случая песков при более высоких нагрузках приводимые далее методы могут быть использованы только при дополнительном обосновании;

- непрерывно измеряемый профиль значений q _c(z) является предпочтительным по сравнению с интерполированным кусочно-измеренным профилем. Но в общем случае его не удается построить в морских условиях с помощью скважинной установки CPT для больших глубин внедрения. Это происходит из-за таких факторов, как ограниченность хода штанг/труб и/или достижение максимального сопротивления. Когда требуются непрерывные или близкие к непрерывным профили q _c(z), можно применять схему испытаний с частично пересекающимися интервалами CPT-испытаний;

- в случае кусочных данных CPT-испытаний может использоваться "составной" профиль q _c(z), когда профиль грунта подразделяется на слои, в каждом из которых величина q _c(z) предполагается линейно меняющейся с глубиной. Составные профили требуют дополнительной аккуратности при интерпретации получаемых оценок, особенно, когда они содержат максимальные значения q _c в концевых точках хода CPT-зонда. В случае, когда максимум q _c(z) наблюдается не в концевой точке хода зонда, для построения усредненного (сглаженного) профиля (и соответствующего стандартного отклонения) можно использовать метод скользящего среднего с последующей аппроксимацией полученных данных прямой линией. Если встречаются прослои более слабого материала (например, ил или глина), то при их моделировании необходимо применять консервативный подход:

- в случае, когда в составе геотехнических исследований выполнены несколько вертикальных CPT-профилей (например, по одному на каждую опору платформы типа "джекет"), рекомендуется выполнение расчетов свайных фундаментов в рамках по крайней мере двух подходов: несущая способность свай оценивается, во-первых, с помощью комбинированного усредненного профиля q _c(z) и, во-вторых, для каждого отдельного профиля q _c(z). Необходимо специальное обоснование выбора наиболее подходящего профиля q _c(z) и результирующих значений продольной несущей способности свай;

b) величина :

- обычно поровое давление воды в песках является гидростатическим, и в этом случае равно , где - удельный вес грунта в воде. Морские пески обычно очень плотные, часто - алевритовые. В общем случае, для песков расчетные значения величины необходимо определять на основе лабораторных измерений (с необходимой корректировкой для учета эффекта нарушенности образцов), которые должны быть совместимыми со значениями относительной плотности, D _r, определяемой по значениям q _c(z), а также с максимальным и минимальным значениями удельного веса сухого грунта, определенными лабораторно;

c) параметр D _r.

- в общем случае рекомендуется использование зависимости между q _c и D _r, предложенной в [140] для песков типа Ticino-Toyura-Hokksund:

(А.59)

где - эффективное среднее напряжение в массиве на глубине z, , где - эффективное горизонтальное напряжение в массиве на глубине z;

p _a - атмосферное давление в тех же единицах, что и и q _c(z) (в большинстве случаев при расчете морских фундаментов можно принимать, p _a = 100 кПа);

- песок типа Ticino представляет собой кремнистый песок средней крупности практически без тонкодисперсных фракций. Для этого песка имеется довольно полная база данных [141]. Однако оценка D _r для метода 4 должна быть согласована с формулой (А.55). Большинство известных зависимостей q _c(z) - D _r несправедливы для алевритовых песков. При этом величины q _c(z) для таких материалов могут быть использованы для получения так называемого эквивалентного нормализованного сопротивления грунта под конусом для чистого песка (см., например, [142] и [143]);

d) параметр, :

- угол трения, , на поверхности раздела для условия постоянства объема необходимо определять непосредственно в ходе лабораторных испытаний на сдвиг. Рекомендуется выполнять испытания в приборе кольцевого среза, но также может использоваться прибор прямого среза. Рекомендации по процедурам испытаний приведены в [136] и ГОСТ Р 59996;

- в случае отсутствия данных по конкретной площадке, угол трения на поверхности раздела для условия постоянства объема можно оценивать как функцию среднего эффективного размера частиц, D ₅₀, на основе рекомендаций [136]. Применительно ко всем рассмотренным расчетным методам в качестве верхнего предела для рекомендуется значение 0,55 (т.е. = 28,8°), как показано на рисунке А.9. Однако для материалов со слабыми частицами или высокой сжимаемостью такой подход может приводить к неконсервативным результатам. Особого внимания требуют карбонатные пески, для которых в А.6.4 приведены специальные указания.

1 - рекомендованный верхний предел: = 0,55; X - средний диаметр частиц D ₅₀ (мм); Y - (°); - угол трения в условиях постоянства объема для песков на поверхности раздела между песком и стенкой сваи

Рисунок А.9 - Угол трения на поверхности раздела для песков , на основе испытаний по схеме прямого среза [136]

A.8.1.4.2.7 Применение расчетных методов на основе CPT-зондирования

В А.8.1.4.2.2-А.8.1.4.2.5 представлены четыре метода расчета несущей способности свай в кремнистых песках на основе данных CPT-зондирования. Рекомендации по учету при расчете свай следующих аспектов:

- зависимость "сопротивление - смещение" при осевом нагружении,

- применимость для других грунтов,

- применимость к сваям, имеющим геометрические характеристики, отличные от стандартных морских свай,

- влияние размыва на несущую способность свай содержатся в пунктах a)-g) нижеприведенного перечня:

a) данные (t - z)-зависимости удельного трения на боковой поверхности от глубины:

- учет деформационного разуплотнения не предусмотрен. Однако в отличие от упрощенного подхода, реализуемого с помощью формулы (А.42), пиковые значения удельного поверхностного трения при сжатии и растяжении для заданной глубины, f _c(z) и f _t(z), не являются универсальными - они оба зависят и от геометрии сваи. При этом имеет место зависимость не только от диаметра сваи и толщины стенок, но также и от величины внедрения сваи. Увеличение внедрения сваи приводит к снижению этих значений на заданной глубине;

b) данные (q - z)-зависимости лобового сопротивления от внедрения:

- удельная несущая способность по торцевой поверхности q предполагается полностью мобилизованной при значении внедрения наконечника сваи, равного 0,1D. Эта величина соответствует способу интерпретации данных, получаемых при испытаниях свай;

c) наличие в основании песков, отличных от кремнистых:

пески, иные, чем кремнистые, включают карбонатные пески, слюдистые пески, глауконитовые пески, вулканические пески, супеси и глинистые пески. Некоторые несвязные грунты имеют необычно слабые (сильно сжимаемые) частицы, например карбонатные пески и супеси. В таких случаях следует предусматривать проведение специальных полевых и/или лабораторных испытаний для выбора соответствующего метода расчета и соответствующих расчетных параметров. Применительно к пескам и супесям с низкой проницаемостью может быть рассмотрена возможность использования метода расчета, рекомендованного для глин. Возможность использования всех вышерассмотренных методов для некремнистых песков требует специального обоснования, так как данные, подтверждающие их надежность применительно к таким грунтам, имеются в ограниченном объеме (см. [144]-[146]);

d) сопротивление грунта под конусом q _c(z) для случая гравия:

- для гравия не рекомендуется использовать в расчетах несущей способности непосредственно измеренные данные значения q _c(z). Например, пенетрационные испытания с коническим зондом в гальке, особенно когда размер частиц превышает 10 % диаметра конуса CPT, предоставляют некорректную информацию, и в этом случае рекомендуется использовать нижнюю границу значений на профиле q _c(z). Альтернативный подход заключается в оценке расчетного профиля q _c(z) по соседним слоям песка;

e) лобовое сопротивление Q _p в ситуации нахождения вблизи наконечника сваи более слабых слоев глины:

- использованные данные q _c(z) могут существенно влиять на удельную несущую способность по торцевой поверхности q. При условии отсутствия значительных вариаций q _c(z), рекомендуется использование для q _c(z) значения, полученного усреднением по интервалу от 1,5D выше торца сваи до 1,5D ниже торца сваи. Такой подход не всегда пригоден для слоев глины. При значительных вариациях q _c(z), для вычисления корректного среднего значения q _c,av следует использовать указания, приведенные в [132, рисунок 2.2]. Для слоистого основания при наличии соседнего слабого слоя оценка несущей способности сваи по торцевой поверхности может основываться на нижней границе значений CPT-профиля, поскольку свая может "чувствовать" наличие более слабых слоев на значительном расстоянии от торца;

- корректный учет тонких слоев глины (толщиной менее 0,1D) требует специального анализа, особенно, когда данные CPT имеют пропуски по вертикали и/или получены не для всех точек устройства свай. Особого внимания требуют такие факторы, как изменчивость толщины слоя, а также прочностных и деформационных характеристик. Если отсутствуют прямые данные, необходимо использовать консервативные оценки на основе инженерно-геологических условий основания и свойств окружающего массива песчаного пласта. При экстремальных нагрузках морские сваи, как правило, мобилизуют лишь небольшую часть полного значения несущей способности по торцевой поверхности. Поэтому оценки лобового сопротивления и осадки наконечника сваи с помощью конечно-элементной модели сваи, опирающейся на песчаный слой, представляются вполне надежными для таких условий;

- при наличии толстого слоя глины рекомендуется использовать данные геофизической съемки для оценки толщины и высотных отметок слоев. Согласно положениям 8.1.4 рекомендуется снижение несущей способности сваи по торцевой поверхности, если торец сваи расположен в пределах зоны до 3D от таких слоев. Если для указанных зон 3D используется осреднение данных по профилю q _c(z), то совместное влияние примененных расчетных процедур может приводить к необоснованно консервативным оценкам, и в таких случаях рекомендуется выполнение специальных уточняющих расчетов. Аналогично подход 8.1.4 к снижению расчетного значения несущей способности рекомендуется подвергнуть критическому анализу для свай большого диаметра (в качестве примерной границы можно принять D > 2 м);

f) прибрежные и береговые сваи:

- в общем случае для прибрежных и береговых свай допущения, принимаемые в подходах, изложенных в А.8.1.4.1 и А.8.1.4.2, не являются безусловно верными и требуют дополнительных обоснований;

- прибрежные и береговые сваи круглого сечения могут работать под нагрузкой по схеме с открытым концом вследствие недостаточной мобилизации трения на внутренней стенке. Также, для свай меньшего диаметра, чем у типичных морских свай, может потребоваться учет эффектов дилатансии (которыми обычно пренебрегают в случае морских свай). Для прибрежных свайных фундаментов значительными и поэтому требующими специального рассмотрения могут быть эффекты размыва (в первую очередь по причине общего размыва). Необходимо отметить, что иногда используются стальные забивные сваи в конструктивном исполнении с закрытым концом;

- дополнительные рекомендации по расчетам прибрежных и береговых свай приведены в публикациях [132], [135]-[137], где отражены методы расчета свай как с открытым концом, так и с закрытым;

g) размыв:

- вокруг морских свай может наблюдаться размыв - эрозия морского дна за счет воздействия волн и течений, а также движителей судов. Принято выделять общий размыв (эрозия морского дна в целом в рассматриваемом районе) и локальный размыв (котловины размыва с крутым склоном вокруг отдельных свай или групп свай). Не существует общепринятого подхода для учета влияния размыва на вертикальную несущую способность морских свай. В различных публикациях (см., например, [147]) описываются методы оценки глубины размыва;

- в А.8.5.6 приведены рекомендации по оценке глубины локального размыва;

- в большей степени размыв уменьшает несущую способность свай в песке. В общем случае имеет место снижение несущей способности и по боковой поверхности, и по торцевой поверхности. Это обусловлено снижением значений и q _c(z), и (вертикальное эффективное напряжение). Для случая общего размыва в [148] рекомендуется упрощенно определять q _c(z) пропорционально , т.е. полагать

(А.60)

где q _c,f(z) - принимаемое в расчет пониженное (с учетом общего размыва) сопротивление грунта под конусом при CPT-зондировании на глубине z (в единицах напряжения);

q _c,0(z) - исходное сопротивление грунта под конусом при CPT-зондировании на глубине z (в единицах напряжения);

- безразмерный коэффициент, учитывающий эффект размыва ();

- итоговое (после размыва) значение вертикального эффективного напряжения (в единицах напряжения);

- исходное значение эффективного вертикального напряжения (в единицах напряжения);

- для больших значений глубины общего размыва в случае нормально уплотненных песков для определения может использоваться альтернативный консервативный подход ([149]), в рамках которого применяется следующая формула для определения коэффициента :

(А.61)

где - общая глубина размыва (м);

- итоговая глубина относительно дна моря после общего размыва () (м);

K ₀ - коэффициент бокового давления грунта в состоянии покоя [отношение эффективного горизонтального к эффективному вертикальному напряжению грунта в массиве, ];

- в А.8.5 описан подход к оценке уменьшенного эффективного напряжения, , в случаях общего и локального размыва.

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

Расчетные значения для удельного поверхностного трения (для статического случая) и несущей способности грунта под торцом сваи приведены в различных публикациях (см., например, [107], [115], [116]). Необходимо отметить, что большинство публикаций по этой теме относится к случаю относительно коротких жестких свай, которые используются на суше (например, буронабивные сваи). Вследствие отклика хрупкого типа применительно к поверхностному трению в этом случае расчетные значения, указанные в этих публикациях, могут быть неконсервативными для случая длинных гибких свай, используемых в морских фундаментах.

А.8.2 Несущая способность сваи при вертикальной выдергивающей нагрузке

Дополнительные указания отсутствуют.

А.8.3 Расчет свай на вертикальные нагрузки

А.8.3.1 Работа сваи при статических нагрузках

Аналитический метод для определения характеристик работы сваи по оси дан в [149]. В этом методе используются кривые t - z локального переноса сдвига сваи по оси, t, по сравнению с локальным перемещением сваи, z, для моделирования опоры по оси, которое оказывает грунт вдоль боковой поверхности сваи. Дополнительная кривая Q - z используется для моделирования опорной несущей способности наконечника, Q, по сравнению со смещением наконечника, z. Методы построения кривых t - z и Q - z приведены в 8.4.

В некоторых случаях, например, для грунтов, демонстрирующих деформационное разуплотнение и/или, когда сваи чрезмерно гибкие, реальная несущая способность сваи может быть менее предельной способности, приведенной в формуле (20). В этих случаях следует в явном виде учитывать влияние указанных эффектов на осевую несущую способность сваи.

А.8.3.2 Работа сваи при циклических нагрузках

А.8.3.2.1 Общие соображения

Моделирование циклических эффектов в явном виде может улучшить детальность анализа в части циклических характеристик воздействий. С другой стороны, применение такого подхода требует тщательного обоснования. Исторически циклические эффекты учитывались большей частью неявно, чем явно. Методы расчетов, разработанные и верифицированные в рамках реализации неявного подхода, в целом требуют значительной модификации в случае перехода к явным алгоритмам.

А.8.3.2.2 Нагрузки

Осевые нагрузки на сваи порождаются различными эксплуатационными, конструктивными и природными факторами. Постоянные и переменные нагрузки, как правило, длительные и часто рассматриваются как статические. Воздействие окружающей среды происходит за счет ветра, волн и течений, землетрясений, а также ледяных полей. В составе указанных воздействий могут присутствовать циклические компоненты с низкой и высокой частотой, в которых скорость изменения воздействия и продолжительность воздействия измеряются в секундах. Шторм и лед могут порождать несколько тысяч циклов относительно низкочастотных воздействий (в течение одного шторма и за время прохождения крупных ледяных полей соответственно), а землетрясения могут приводить к реализации нескольких десятков циклов высокочастотных воздействий (в рамках одного отдельного землетрясения) [150].

А.8.3.2.3 Проявления фактора цикличности

Подробное рассмотрение циклических эффектов может быть оправдано в случае нестандартных ограничений на проникновение свай или когда задействуются специфические грунты, воздействия, или когда проектируются сооружения инновационного характера (например, податливые сооружения башенного типа с оттяжками).

По сравнению с длительными статическими воздействиями, циклические воздействия могут оказывать существенное влияние на осевую несущую способность и жесткость свай в двух разнонаправленных аспектах:

- снижать несущую способность и жесткость за счет повторяющихся воздействий [151];

- повышать несущую способность и жесткость за счет высокой скорости изменения воздействий [152].

Результирующее действие на несущую способность обусловлено, прежде всего, влиянием свойств сваи (жесткость, длина, диаметр, материал), характеристик грунта (тип, история напряжений, скорость деформации и циклическая деградация), а также характеристик воздействия (количество и величины повторяющихся воздействий). Циклические воздействия также могут вызывать продолжающееся во времени смещение сваи, а также либо повышение жесткости и прочности, или смягчение и ослабление грунта вокруг сваи. Гистерезисное и радиационное демпфирование рассеивает энергию, передаваемую воздействиями грунту. Для землетрясений движение грунта в свободном поле (независимо от наличия свай и сооружения) могут формировать важные эффекты циклической деформации в грунте; эти эффекты могут влиять на несущую способность и жесткость свай.

Дополнительные указания по оценке влияния циклических воздействий на осевую несущую способность свай и их жесткость приведены в [150]-[156].

А.8.3.2.4 Аналитические модели

Было разработано большое количество аналитических моделей, которые применялись для определения циклического осевого поведения свай. Эти модели можно разделить на две общие группы: модели дискретных элементов и непрерывные модели.

A.8.3.2.4.1 Модели дискретных элементов

Грунт вокруг сваи моделируется как набор не взаимодействующих друг с другом специальных элементов типа "пружина", размещаемых между сваей и грунтом "дальнего поля" (последний обычно рассматривается как недеформируемое тело). Поведение материала специальных элементов может варьироваться от линейно упругого до нелинейного, гистерезисного и зависящего от скорости. Такие дискретные элементы, моделирующие грунт, обычно называют элементами типа t - z (приближенно воспроизводится зависимость трения на боковой поверхности сваи от осевого перемещения) и типа Q - z (приближенно воспроизводится зависимость сопротивление грунта под наконечником сваи от перемещения конца сваи), см. [157]-[159]. Линейные или нелинейные демпферы (элементы, с помощью которых воспроизводится зависимость сопротивления грунта от скорости внедрения) могут размещаться параллельно и последовательно с дискретными элементами для моделирования эффектов затухания и скорости нагружения [160]. Свая также может моделироваться как серия дискретных элементов, например, жестких масс, соединенных пружинами, или как непрерывный стержень, с линейной или нелинейной диаграммой нагружения. В этих моделях свойства материалов (грунт и свая) могут изменяться вдоль сваи.

А.8.3.2.4.2 Непрерывные модели

Грунт вокруг сваи моделируется сплошной средой, находящейся в непрерывном контакте со сваей. Поведение материала может виртуально включать любые приемлемые зависимости напряжение-деформация. В зависимости от учитываемых факторов нелинейности и неоднородности эти модели могут быть достаточно сложными. При этом, как и в дискретном случае, свая, как правило, моделируется как непрерывный стержень, с линейной или нелинейной диаграммой нагружения. В этих моделях свойства материалов могут изменяться в любом направлении ([161], [162]).

Существует много допущений, используемых в отношении граничных условий, характеристик решений и т.п., которые приводят к неограниченному числу вариаций этих двух подходов.

Как только идеализированная модель построена и разработаны соответствующие формулы, должна быть выбрана методика решения. Для простых моделей иногда возможен замкнутый аналитический подход. В других случаях должна использоваться численная процедура. В некоторых случаях будет полезна комбинация численного и аналитического подхода. Наиболее часто используемые методики численного решения включают в себя метод конечных разностей и МКЭ. Любой из этих подходов может использоваться либо к модели дискретных элементов, или к непрерывной модели. Модели дискретных элементов и непрерывные модели иногда комбинируются [150], [158]. Классические варианты МКЭ использовались для специальных расчетов свай, подвергшихся монотонным осевым воздействиям [161].

По практическим соображениям модели дискретных элементов, решенные численно, оптимально использовались для оценки свай, подвергшихся циклическому воздействию высокой интенсивности. Результаты этого моделирования используются для разработки информации по накопленным перемещениям свай и несущей способности свай после циклических воздействий высокой интенсивности [158], [159].

Упругие континуальные модели, которые были решены аналитически (аналогично моделям, использованным в анализах вибрации станков) и доказали свою полезность для оценок свай, подвергшихся циклическим воздействиям малой интенсивности и высокой частоты на или ниже расчетных рабочих уровней [161], [162]. При более интенсивных воздействиях, когда поведение материала вероятно будет нелинейным, континуальная модель, решенная аналитически, может по-прежнему использоваться за счет эквивалентных линейных свойств, аппроксимирующих нелинейные, гистерезисные эффекты [163].

А.8.3.2.5 Задание свойств грунта

Основной частью разработки реалистичных аналитических моделей для оценки циклических эффектов на сваи является характеристика поведения взаимодействия "грунт - свая". Для такой характеристики необходимо высокое качество натурных, лабораторных и модельных (прототип) испытаний свай на нагружение. При разработке характеристик грунта, относящихся к взаимодействию "грунт - свая", важно, чтобы установка сваи и соответствующие условия воздействий на сваю были включены в программы испытаний ([150], [159]).

Натурные испытания (например, на сдвиг крыльчаткой, коническим пенетрометром, шаровым или тавровым пенетрометром, прессиометром) могут обеспечить важные данные по поведению грунта по месту, а также свойства зависимости напряжения - деформации ([143], [164]). Могут быть определены свойства зависимости напряжения - деформации для случаев с малой и высокой амплитудой. Долговременные (статические, ползучесть), кратковременные (динамические, импульсивные) и циклические (повторяющиеся) воздействия иногда можно имитировать с помощью оборудования для натурных испытаний.

Лабораторные испытания на репрезентативных образцах грунта позволяют имитировать и оценить разнообразные зависимости напряжения - деформации [165]. Образцы грунта могут быть модифицированы для имитации эффектов установки свай (например, формование и переуплотнение образцов до оцениваемых натурных напряжений). Образцы могут быть испытаны при различных граничных условиях (испытания трехосные, прямого сдвига, сдвига по поверхности раздела) и различных уровнях установившихся и циклических временных зависимостей сдвига для имитации условий по месту приложения воздействий.

Испытания на модели и макетах свай являются другим важным источником данных для определения характеристик грунта при циклическом нагружении. Модельные сваи могут быть снабжены всевозможными измерительными средствами и могут выполняться повторяющиеся испытания в грунтах, а также для различных воздействий [159], [166]. При использовании результатов модельных испытаний в отношении анализа поведения макета должны тщательно учитываться геометрическая шкала, временная шкала и другие моделируемые эффекты.

Данные испытаний по нагружению макетов свай полезны для калибровки аналитических моделей [167]-[170]. Такие испытания, даже без хорошего оснащения измерительными средствами, могут обеспечить данные для управления разработкой аналитических моделей. Эти испытания также могут обеспечить данные по верификации результатов по характеристикам грунта и аналитических моделей, как показано в [150], [159], [160], [171], [172]. Испытания по нагружению макетов свай вместе с натурными и лабораторными испытаниями грунта, а также реалистичными аналитическими моделями могут создать основу для реалистичной оценки откликов свай на циклические осевые воздействия.

А.8.3.2.6 Процедура расчета

А.8.3.2.6.1 Нагрузки

Нагрузки, прикладываемые к голове сваи, должны быть охарактеризованы с точки зрения их величины, продолжительности, последовательности и количества циклов. Это включает долговременные и кратковременные циклические воздействия. Как правило, выбираются расчетные статические и циклические воздействия, предполагаемые в ходе расчетного события.

А.8.3.2.6.2 Параметры свай

Должны быть определены свойства сваи, включая ее диаметр, толщину стенок, жесткость, вес и длину. Это обусловливает начальную оценку внедрения сваи, которая соответствует расчетным воздействиям. Для таких оценок могут использоваться эмпирические, квазистатические методы на основе испытаний по нагружению свай или испытаний грунта.

А.8.3.2.6.3 Характеристики грунта

Различные аналитические подходы потребуют использования различных параметров грунта. Для континуальной модели требуются упругие и демпфирующие свойства грунта. В модели дискретных элементов следует определять взаимосвязи сопротивления-перемещения грунта вдоль тела сваи (график t - z) и ее наконечника (график Q - z). Натурные и лабораторные испытания грунта, а также испытания по нагружению моделей и макетов свай могут дать основу для таких определений. Эти испытания должны хотя бы в неявной форме включать эффекты установки свай, типы воздействий и временных шкал. Кроме того, испытания должны проводиться так, чтобы дать понимание влияния характеристик воздействий на сваи. Наиболее важно, чтобы характеристики поведения грунта соответствовали используемой аналитической модели, надлежащим образом распознавая эмпирические основы этих моделей.

А.8.3.2.6.4 Расчеты на циклические нагрузки

Должны быть выполнены расчеты для определения характеристик отклика (сопротивления и перемещения) сваи, подвергшейся ее расчетным статическим и циклическим воздействиям. Признавая присущие неопределенности оценок воздействий на сваи и поведение грунта - сваи, нужно выполнить параметрические расчеты для оценки чувствительности отклика сваи на эти неопределенности. Аналитические результаты должны обеспечить разработку реалистичных прогнозов сопротивляемости сваи и накопленных перемещений от расчетных воздействий. Кроме того, после имитации статических и циклических расчетных воздействий нужно еще анализировать сваю для оценки ее резервной несущей способности.

А.8.3.2.7 Требования к эксплуатационным характеристикам

Основной целью проверки данных требований является обеспечение того, что сама свая и величина внедрения соответствуют конструктивным требованиям.

Характеристики работы сваи при циклических нагрузках должны быть определены отдельно. Свая должна обладать несущей способностью с необходимым запасом сверх расчетных воздействий. Кроме того, свая не должна оседать или выдергиваться, накапливать смещения, которые сформируют разрушение системы "сооружение - фундамент".

А.8.4 Реакция грунта при сжимающей нагрузке на сваю

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

Согласно [108] соответствующие графики могут быть построены аналитическим путем. Эмпирические графики t - z могут быть построены на основе результатов модельных и полномасштабных испытаний нагружения свай по рекомендациям, изложенным в [117] для глинистых грунтов и в [173] для гранулированных грунтов. Дополнительные варианты построения таких графиков для глин и песков приведены в [174]. Зависимости "сопротивление - перемещение" для набивных свай обсуждаются в [175].

Репрезентативная модель несущей способности свай в 8.1.2 не дает никакой информации об осевых перемещениях сваи, которые важны для предельных состояний эксплуатационной надежности, особенно в не экстремальных условиях воздействий в результате постоянных, переменных и действующих природных воздействий, которые обычно значительно слабее расчетных воздействий. В случаях, когда принимается репрезентативная несущая способность по оси из 8.1.2, характеристики передачи сдвига по оси между сваей и грунтом можно определить, как описано в 8.4, а также можно использовать аналитические модели для исследования перемещения свай по оси в условиях предельных состояний по эксплуатационной надежности. Однако, используя данные по передаче сдвига по оси, полученные на основе методов в 8.4 [например, приравнивая t _max к f(z) в связных грунтах], не удастся получить репрезентативную несущую способность по оси в условиях предельного нагружения.

В некоторых случаях, например, для грунтов, демонстрирующих деформационное разуплотнение, или когда длинные сваи обладают значительной изгибной деформативностью, несущую способность сваи нужно определять, учитывая в явной форме постпиковое снижение значений удельного поверхностного трения при больших деформациях.

А.8.4.2 График Q - z зависимости лобового сопротивления от заглубления

Дополнительные указания отсутствуют.

А.8.5 Реакция грунта при горизонтальной нагрузке на сваю

А.8.5.1 Общие положения

В целом в условиях боковых воздействий глинистые грунты ведут себя, как пластичный материал, который заставляет относить деформацию сваи - грунта к сопротивлению грунта. Для начала этой процедуры должны быть построены кривые p - y бокового сопротивления-перемещения грунта на основе данных по диаграммам нагружения лабораторных образцов грунта. Ординатой для этих кривых является сопротивление грунта, p, а абсциссой является перемещение стенки сваи, y. С помощью итеративной процедуры можно разработать совместимый набор значений бокового сопротивления как функции перемещения для системы "свая - грунт".

Более подробное исследование построения (p - y)-графиков представлено в [176] для мягкой глины, в [177] и [178] - для структурированных и слабо структурированных твердых глин, в [179] для песка, а также в [180] для слоистых грунтов.

А.8.5.2 Несущая способность сваи по грунту для случая мягких глин

Дополнительные указания отсутствуют.

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

Дополнительные указания отсутствуют.

А.8.5.4 Несущая способность сваи по грунту для случая твердых глин

Дополнительные указания отсутствуют.

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

Дополнительные указания отсутствуют.

А.8.5.6 Несущая способность сваи по грунту для случая песка

Размыв грунта вокруг сваи вследствие воздействия волн и течений может уменьшить боковую поддержку сваи, приводя к увеличению максимальных изгибающих напряжений в ней. Размыв в общем случае не является проблемой в случае связных грунтов, но его следует учитывать для несвязных грунтов.

При отсутствии данных по конкретному проекту можно принять для изолированной сваи глубину локального размыва, равную 1,5D, и глубину уменьшения пластового избыточного давления, равную 6D, где D - наружный диаметр сваи; см. рисунок А.10.

Уменьшение боковой поддержки грунта обусловлено двумя эффектами:

- более низким предельным боковым давлением за счет уменьшенного вертикального эффективного напряжения ;

- уменьшением исходного модуля Реакции грунтового основания E S.

Общепринятый метод, позволяющий учитывать эффект размыва при построении кривых p - y, для морских свай отсутствует. На рисунке А.10 предложен один из методов для оценки и E _S, как функции глубин размыва. В этом методе общий размыв уменьшает профиль равномерно с глубиной, ввиду того, что локальный размыв уменьшает линейно с глубиной до определенной глубины ниже основания углубления от размыва. Значения модуля реакции грунтового основания, E S, могут быть вычислены только с допущением условия общего размыва.

Вместо этого могут использоваться другие методы на основе местных практик, модельных испытаний и/или опыта.

1 - первоначальный уровень дна моря; 2 - уровень после общего размыва; 3 - уровень локального размыва; 4 - свая; 5 - вариант без размыва; 6 - вариант локального размыва; 7 - (см. таблицу 4 для значений k); - глубина глобального размыва; - глубина локального размыва (обычно 1,5D); - глубина уменьшения давления породы (обычно 6D); - вертикальное эффективное напряжение; E _S - исходный модуль реакции грунтового основания; z - глубина ниже исходного дна моря; - окончательная глубина ниже дна моря, после общего размыва

Рисунок А.10 - Оценка бокового сопротивления p - y в рамках модели размыва

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

Дополнительные указания отсутствуют.

А.8.6 Совместная работа свай в кусте

А.8.6.1 Общие положения

Стандартный численный расчет групп свай можно подразделить на два основных подхода.

В первом, который с точки зрения вычислений самый простой, используются алгебраические выражения для определения упругого сопротивления одиночной сваи на общие (осевые, боковые и скручивающие) воздействия [181]. Сопротивление группы определяется путем модифицирования выражений для одиночных свай с целью учета упругого взаимодействия "свая - грунт - свая".

Второй подход, в рамках которого расчеты обычно выполняются для групп морских свай, является более точным. Методы обычно гибридные, использующие смешанные дискретные кривые p - y (метод Уинклера) и континуальное поведение грунта, впервые описанное в [182] для бокового поведения. С тех пор во всем мире были разработаны многочисленные программы для общих типов воздействий. Обычно нелинейное сопротивление одиночной сваи в ответ на общие воздействия вычисляется на основе осевых t - z и боковых p - y кривых и объединяется с выражениями упругого взаимодействия, аналогичными первой категории. Результирующие формулы решаются для разных условий закрепления голов свай и/или ограничений наголовников свай для определения нелинейного сопротивления группы и сил и моментов отдельных свай, дополнительно учитываются так называемые z- и y-модификаторы.

Более подробное обсуждение вопроса приведено в [181] и [183].

А.8.6.2 Работа свай при вертикальной нагрузке

В целом, групповые эффекты сильно зависят от геометрии группы свай, а также от глубины внедрения и толщины любого несущего пласта под наконечниками свай [181], [183].

А.8.6.3 Работа свай при горизонтальной нагрузке

Опыт свидетельствует что доступные методы для расчета групп свай, подвергающихся боковым воздействиям, обеспечивают получение приближенных результатов, которые иногда значительно отклоняются от наблюдаемого поведения свай, особенно в части расчетов перемещений. Кроме того, ограничения процедур по исследованию грунта и способности прогнозировать поведение взаимодействия системы "грунт - свая" для одиночной сваи формируют неопределенность в составе необходимой входной информации по грунту для расчета групп свай. Поэтому следует выполнять комбинированные расчеты для групп свай на основе двух или более методов и как для верхних предельных значений прочностных характеристик грунта, так и для нижних. Выполняя такие расчеты, проектировщик имеет возможность оценить имеющуюся степень неопределенности в прогнозе характеристик фундамента и может принимать более обоснованные решения по расчету конструкции фундамента и элементам конструкции.

По результатам анализа четырех методов расчета куста свай, выполненных в [184], следующие методы рекомендуются для использования при проектировании фундаментов, образующих группу свай, для указанных условий нагружения:

- для определения исходной жесткости куста свай: методы детального расчета, такие как PILGP2R (см. [184]);

- для анализа расчетных ситуаций с расчетными нагрузками: метод Фохта-Коха (Focht-Koch) [182], модифицированный в работе [185] для определения группового перемещения и среднего значения максимальных изгибающих моментов в сваях.

А.9 Устройство свайных фундаментов

А.9.1 Общие положения

Исследования по забиваемости выполняются согласно принципам, приведенным в 9.2 и А.9.2, чтобы определить тип молота, необходимого для достижения расчетного внедрения сваи. Расчетную глубину внедрения забивных свай не следует определять на основе данных о корреляции несущей способности свай с количеством ударов, необходимых для забивки свай на определенную глубину в морское дно.

Для установки направления скважин и свай, которые в основном подвергаются горизонтальным нагрузкам, например таким, как реакция свай на пуск трубопроводов, или анкерных свай рекомендуется использование вибромолотов, Они также могут использоваться в случаях, когда требуется извлечение сваи и ее перенос в другое место. Кроме того, вибромолоты могут рассматриваться в качестве дополнительных средств для ударных молотов, т.е. для начальной забивки [186].

Чтобы минимизировать задержки при забивке свай, должна быть выработана процедура приемки сваи (подтверждения ее несущей способности). Процедура должна содержать перечень корректирующих мероприятий, которые могут быть реализованы на месте при возникновении осложнений при забивке сваи, например, в случае преждевременного отказа сваи или в случае достижения расчетного внедрения при значительно меньшем числе ударов молота, чем планировалось.

А.9.2 Расчет погружения сваи

В [181]-[206] приведена информация по анализу забиваемости и параметрам, используемым в соответствующих расчетах.

А.9.3 Достижение заданного уровня погружения сваи

Дополнительные указания отсутствуют.

А.9.4 Отказ забивной сваи

Ниже приведены два примера критериев отказа забивной сваи:

a) в мягких грунтах отказ при забивке сваи нормально работающим молотом определяется как точка, где сопротивление забивке сваи превышает 1000 ударов/м (330 ударов/фут) для последовательных шагов погружения длиной 1,5 м (5 футов) или превышает 800 ударов для шага погружения длиной 300 мм (1 фут). Этот критерий применяется, когда вес сваи не превышает четырехкратного веса бабы молота. Если вес сваи превышает это значение, то вышеуказанное количество ударов повышается пропорционально, но в любом случае не более 800 ударов на 150 мм (6 дюймов) внедрения;

b) в плотных глинах и песках отказ сваи при забивке может определяться как ситуация, когда сопротивление забивке превышает один из следующих критериев:

- при непрерывной забивке совершается минимум 125 ударов/250 мм (16 ударов/фут) на протяжении шести последовательных шагов погружения длиной 250 мм каждый или минимум 200 ударов/250 мм на протяжении двух последовательных шагов погружения длиной 250 мм каждый;

- на последнем шаге погружения длиной 250 мм (в конце забивки) - 325 ударов/250 мм (400 ударов/фут);

- при возобновлении забивки после остановки на 1 ч или более - 325 ударов/250 мм на протяжении двух последовательных шагов погружения длиной 250 мм.

В грунтах, где прогнозируются тяжелые условия забивки свай, например, наличие валунов или прочных сцементированных слоев, определение критериев отказа сваи не может основываться только на количестве совершенных ударов молота - необходимо также учитывать потенциально высокие локальные напряжения в свае при забивке. Уровень напряжения в стальных деталях сваи может быть определен на основе расчетов по волновой модели удара и может быть также оценен на основе измерения напряжений в свае с помощью установленных на ней измерительных средств. Пример критерия отказа сваи для условий забивки в сильно сцементированных карбонатных грунтах приведен в [207] и [208].

Потенциальные негативные последствия тяжелых условий забивки в сильно сцементированных слоях (включая повреждение самой сваи, молота или сооружения) существенно зависят от типа и размера молота, от толщины стенок сваи (отношения D/WT), наличия забивного свайного башмака, от возможных дефектов сваи и отклонений от идеальной формы, а также от грунтовых условий (в частности, от прочности и толщины слоя скального грунта и от типа грунта под формацией скального грунта). Более того, измеренная с помощью измерительных средств на голове сваи интенсивность напряжений в отраженной волне (отношение максимального значения напряжения в отраженной волне к начальному пиковому напряжению) дает лишь оценку средних напряжений в стенке сваи. При этом в процессе забивки сваи на наконечнике могут реализовываться более высокие локальные напряжения. Поэтому определение критериев отказа забивной сваи в сцементированных грунтах в первую очередь должно основываться на местном опыте забивки свай на площадке. В некоторых случаях может быть рекомендовано построить корреляционные зависимости, аналогичные предложенной в [198], которые могут оказаться полезными при принятии решения в условиях альтернативы - забивать сваю через сцементированный слой или есть необходимость бурения под наконечником сваи.

А.9.5 Корректирующие меры при нерасчетном отказе сваи

Дополнительные указания отсутствуют.

А.9.6 Выбор молота и параметров забивки свай

Проектировщик должен учитывать, что потеря устойчивости сваи и отказ сваи в очень плотных песках могут быть связаны с наличием внешних буртиков на наконечнике сваи. Хотя и другие факторы, помимо формы наконечника сваи, влияют на потерю устойчивости, но использование внешнего буртика может повышать склонность к потере устойчивости и/или отказу сваи.

А.9.7 Использование гидравлических молотов

Дополнительные указания отсутствуют.

А.9.8 Буронабивные сваи

Дополнительные указания отсутствуют.

А.9.9 Сваи с уширенной пятой

В целом, бурение уширений для свай с уширенной пятой должно предусматривать использование только методов с обратной циркуляцией. Буровой раствор используется, где необходимо не допустить кавернообразование и осыпание. Расширитель ствола должен быть снабжен устройством принудительной индикации для верификации открытия инструмента на необходимую полную ширину. Форма поверхности забоя уширения должна быть вогнута вверх (бока выше центра) для последующего заполнения уширения бетоном подводной укладки.

Для облегчения заполнения бетоном нужно разместить продольные стержни и спиральную стальную арматуру. Стальная арматура может быть связана в пучки или сгруппирована для обеспечения более крупных отверстий для потока бетона. Необходимо проявлять особую осторожность для предотвращения ненужного скопления у горлышка между сваей и уширением, где такое скопление может задержать цементное молочко. Арматурные стальные клетки или элементы конструкции должны достаточно утапливаться в свае для обеспечения передачи усилий.

Бетон заполняется для подводной укладки с нижнего конца трубы в нижней части пяты уширения, всегда выгружаясь в свежеуложенный бетон. Бетон с заполнителями размером 10 мм (3/8 дюйма) и менее может закачиваться без компрессора. Из-за длинного спуска вдоль сваи и возможности вакуумного формования с последующей закупоркой в трубе должна быть предусмотрена отдушина вблизи верхней части сваи. Чтобы начать закачку бетона, труба должна иметь стальную задвижку с прокладками из мягкой резины, чтобы убрать воду из трубы. Необходимо соблюдать осторожность и не допустить несбалансированного гидростатического напора и внезапной выгрузки бетона. Свая заполняется до высоты выше расчетного уровня бетона, равного 5 % общего уровня бетона, закачанного так, чтобы вытеснить все цементное молочко выше расчетного уровня. Должны быть обеспечены пригодные средства индикации уровня бетона в свае. Закачка бетона в уширение и соседнюю секцию сваи должна быть как можно более непрерывной.

А.9.10 Цементирование муфтовых соединений свай

Оборудование должно быть достаточно производительным, чтобы обеспечить заполнение бетонным раствором за одну непрерывную операцию. Заполнение не должно начинаться, пока не будет достаточное количество материала, включая аварийный запас, для выполнения задачи. Бетонный раствор в емкости должен постоянно перемешиваться и не должен храниться более 30 мин до закачки. В случае быстротвердеющих смесей время хранения в емкости должно быть менее 30 мин. Дополнительная информация по контролю качества и требованиям проведения опробований бетонной смеси приведены в [4, пункт 19.6], где рассматриваются аспекты цементного раствора для соединений и ремонта.

Перед закачкой раствора и после активации любых герметизирующих устройств через все систему закачки должна быть прокачана подкрашенная вода для удаления вредных веществ и для подтверждения ее функциональности. Для замкнутых систем может подойти опрессовка. Кольцевое пространство должно быть тщательно заполнено за счет поддержания непрерывного потока раствора через самую нижнюю точку.

Желательно отобрать образцы возвращенного раствора на поверхности. Если возможно, образцы раствора для испытаний на прочность могут быть взяты из возвращенного раствора в дополнение к измерениям удельного веса раствора. Если раствор не возвращается на поверхность, то делается визуальный осмотр для подтверждения, что раствор заполнил все кольцевое пространство, сразу после окончания закачки и еще после начального схватывания раствора, обычно через 12 часов.

А.9.11 Мониторинг характеристик погружения сваи

Дополнительные указания отсутствуют.

А.9.12 Установка направления и бурение неглубоких скважин

В случае задавливания предварительно искривленных направлений особое внимание надо обращать на напряжения, создаваемые в трубе направления и в элементах сооружения [209].

В мягких связных грунтах, которые нередко встречаются на глубоководье, для установки направлений часто используется альтернативный способ, аналогичный бурению с промывкой ствола, - так называемое погружение подмывом. Если процесс "погружения подмывом" плохо контролируется, то может иметь место пониженная кратковременная несущая способность по боковой поверхности и чрезмерная осадка. Дополнительные указания см. в [210] и [211].

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

А.10.1 Общие положения

В этом разделе сформулированы критерии и приведены рекомендации по расчету фундаментов для подводных конструкций (см. также ГОСТ Р 59305) и для взаимодействия грунт - райзер или грунт - выкидные линии как частей подводной добычной системы. Описаны расчетные критерии и методы для взаимодействий вида грунт - райзер и грунт - выкидная линия или трубопровод [см. также [212] и [4]-[8]].

В следующих разделах рассматриваются аспекты геотехнических расчетов для фундаментов подводных сооружений и для взаимодействия грунт - райзер или грунт - выкидная линия в слабых связных грунтах, широко распространенных на глубоководных площадках (в общем случае при глубине моря более 300 м). Принципы расчета, приведенные в этом разделе, могут применяться к связным грунтам без ограничений по глубине моря.

A.10.2 Геотехнические исследования

В объеме геотехнического исследования должны быть учтены требования по оптимальным расчетам и соответствию нормам. Он должен включать определенное сочетание методов пробоотбора и натурных испытаний для глубины от 2 до 3 м для выкидных линий и стальных райзеров свободного провисания, а также для инженерного бурения на глубину 30-40 м для шахт райзеров и райзеров верхнего натяжения. Примерами методов геотехнических исследований являются:

- бурение геотехнических шурфов с отбором внутрискважинных проб и испытаниями "в массиве";

- непрерывное зондирование, например, конусным пенетрометром или с Т-образным или сферическим зондом;

- отбор образцов, отбираемых с помощью поршневого пробоотборника или задавливаемого пробоотборника (длина трубки 20-30 м);

- отбор образцов, отбираемых с помощью гравитационного пробоотборника (длина трубки 5-10 м), а также коробчатого пробоотборника (для верхнего слоя отложений толщиной до 0,5 м).

Подробную информацию по оборудованию и процедурам исследований морского грунта см. в ГОСТ Р 59996.

В дополнение к испытаниям по определению характеристик грунта (объемный вес, пределы Аттерберга, содержание влаги, гранулометрический состав, удельный вес, содержание карбонатов), точное определение недренированного сопротивления сдвигу в ненарушенном состоянии является основополагающим для геотехнических расчетов выкидных линий и райзеров. Среди немногих видов лабораторных испытаний на прочность, которые могут быть проведены на придонных образцах для очень мягких глин, можно отметить испытания с помощью лабораторной мини-крыльчатки с автоматизированным приводом или ручным приводом, а также испытание падающим конусом. Кроме того, использование мини-крыльчатки и метода падающего конуса при оценке сопротивления сдвигу грунта с нарушенной структурой целесообразно также в силу необходимости оценки показателя чувствительности грунта.

Для оценки теплофизических и коррозионных свойств грунта также могут быть выполнены испытания по определению характеристик кислотности, теплопроводности и удельного электрического сопротивления.

Корректная интерпретация оцененных путем испытаний "в массиве" значений коэффициента переуплотнения и предполагаемых свойств дилатансии/контракции при сдвиговых деформациях грунта может иметь важное значение для расчета выкидных линий. Детальное понимание условий сопротивления сдвигу грунта с нарушенной структурой вблизи дна также является важным для прогнозирования отклика грунта при нагружении.

В зависимости от однородности геологического строения грунтовой толщи и особенностей грунтовых условий для построения полностью обоснованных оценок характеристик площадки может потребоваться интеграция информации о геологическом разрезе, данных геотехнических исследований и данных сейсмики высокого разрешения для верхней части разреза.

В рамках комплексного исследования можно создать карты, показывающие площадное распространение грунтов (геологических объектов), и карты изопахит, показывающие глубину залегания различных слоев грунта или сейсмических горизонтов, а также толщину различных слоев грунтов (геологических объектов). Результаты комплексного исследования могут быть использованы для формулирования ограничений по проектам выкидных линий и райзеров, обусловленных рельефом дна, геологическими опасностями и особенностями грунтовых условий.

А.10.3 Фундаменты для манифольдов и других объектов подводных добычных систем

Конфигурации фундамента, которые могут использоваться, включают донные плиты с/без юбок, забивные сваи, вакуумные (засасывающиеся) сваи, колонны направления или сочетания всего вышеуказанного. Для опорных сооружений скважин также могут рассматриваться системы фундамента на основе опор/анкерных систем на головках колонн направления.

Как часть критериев расчета и отбора важно оценить опасности, порождаемые такими препятствиями в грунтовой толще, как валуны и геологические конкреции. Нужно учитывать в расчете возможность эрозии/вымывания за счет бурения, особенно если расстояние между фундаментом и скважиной незначительно и грунтовые условия чувствительны к эрозии/вымыванию.

Проектирование и установка мелкозаглубленных фундаментов с/без юбок рассматриваются в разделе 7 и А.7. Более специальные варианты расчета рассматриваются для фундаментов манифольдов или подводных добычных сооружений и могут включать в себя:

- влияние врезанных выкидных линий, трубных секций, трубопроводов и шлангокабелей, с возможным взаимовлиянием между вертикальными и горизонтальными воздействиями;

- влияние тепла от добываемых углеводородов, особенно, если есть газовые гидраты;

- допуски при монтаже и соответствующие нагрузки, возникающие в результате возможного перепозиционирования или, если требуется, выравнивания площадки.

В проекте следует предусмотреть технические решения для нештатных ситуаций, когда фундамент не удается заглубить в морское дно. Соответствующие решения могут включать временное увеличение веса для облегчения внедрения фундамента в грунт или заливку бетона в отсеки межреберного пространства юбки.

Обычно подводные системы требуют обеспечения высокой степени окончательного выравнивания оборудования (донных плит, манифольдов, и т.п.) для надлежащего сочленения различных компонентов и подсистем. В зависимости от типа фундамента выравнивание сооружения может достигаться за счет домкратов или закачки воды в/из отсеков юбок.

А.10.4 Геотехнические расчеты для случая стальных провисающих райзеров

А.10.4.1 Общие положения

Свойства донного грунта могут влиять на расчетные критерии для стальных райзеров на участках свободного провисания в следующих аспектах:

- предельное состояние по прочности, связанное с чрезмерными напряжениями при изгибе и растяжении в стенках райзера, и

- предельное состояние усталости, связанное с накоплением повреждений в стенке райзера от циклических изменений изгибных напряжений в точке касания с дном, вызванных движением райзера.

Для SCR максимальная статическая кривизна возникает в подвешенной части цепной связи, а жесткость морского дна почти не влияет на максимальную кривизну. Таким образом, свойства морского дна не оказывают сильного влияния на максимальные статические плоские напряжения при изгибе в райзере. Однако свойства морского дна сильно влияют на сдвиговое усилие в райзере и тем самым на изменение изгибающего момента за счет движений, вызванных внешними воздействиями на райзер. Поэтому следует учитывать, что свойства морского дна оказывают влияние на расчет усталости.

Кроме того, свойства морского дна будут влиять на локальную внеплоскостную кривизну райзера в ходе экстремальных природных событий или сильных поперечных, или внеплоскостных движений, особенно когда райзер частично заглубляется в зоне касания. Они также могут влиять на переходные изгибающие моменты при любой смене положения плавучего объекта, к которому они подвешены.

А.10.4.2 Расчет по предельным состояниям первой группы (по прочности)

Предельное состояние по прочности может возникнуть в экстремальных природных условиях, вызывающих внеплоскостное движение, особенно при заглубленном райзере или лежащем во впадине, увеличивая тем самым высокое боковое сопротивление грунта и локально высокую кривизну райзера. Для корректного определения бокового сопротивления грунта, которое обычно превышает нормальное сопротивление трения для трубопроводов, уложенных на дно моря (см. А.10.7), необходимо проведение специальных геотехнических расчетов. При внеплоскостном движении райзер может встретить боковое сопротивление образованной траншеи или от валов грунта, лежащих с любой стороны от райзера.

А.10.4.3 Расчет на усталость

Диапазоны напряжения, используемые в расчете усталости SCR, вычисляются на основе изменений напряжения райзера, вызванных движениями первого и второго порядка. В зоне касания эти движения можно упростить до схемы движения ТКД на одной линии с райзером, учитывая результирующие изменения изгибающего момента. Эскизное изображение изменения максимальных напряжений трубопровода за счет изгибающих моментов в зоне касания за счет движений райзера с высокими и низкими значениями жесткости грунта показано на рисунке А.11 (следует иметь в виду, что на рисунке А.11 показаны напряжения, а не моменты).

1 - рассчитываемые движения райзера; 2 - райзер; 3 - поверхность дна моря; 4 - огибающие напряжения вдоль длины райзера вблизи ТКД; 5 - (случай жесткого грунта); 6 - (случай мягкого грунта)

Рисунок А.11 - Пример изменений напряжений в райзере при расчетах на усталость [213]

Диапазон циклического напряжения в зоне касания зависит от скорости изменения изгибающего момента и тем самым от перерезывающей силы. Анализ показывает, что максимальное значение перерезывающей силы меняется практически линейно в зависимости от логарифма жесткости грунта. Закономерности усталостной прочности имеют вид степенной зависимости, в которой накопленное повреждение пропорционально амплитуде циклического напряжения, взятого в высокой степени (обычно около 5) [214]. Даже сравнительно небольшая разница в значениях перерезывающей силы может сильно повлиять на оценку усталостной прочности, поэтому при выполнении расчетов рекомендуется учитывать нелинейный характер отклика грунта.

Усталостное повреждение в зоне касания может порождаться и малыми, и большими волнами. Большая часть усталостных повреждений возникают как за счет больших волн (не обязательно экстремальных), имеющих низкую вероятность наступления, так и в результате непрерывных движений за счет малых регулярных волн.

А.10.4.4 Взаимодействие райзера с морским дном в вертикальной плоскости

А.10.4.4.1 Методическая основа

Взаимодействие райзера с морским дном включает сложные нелинейные процессы в грунте с пластическим внедрением трубы в грунт в ходе начального касания, размягчения в ходе циклов движения "вверх-вниз" и потенциального сопротивления разрушению грунта за счет присоса перед отрывом. В большинстве случаев расчет выполняется на основе упрощенных моделей, когда взаимодействие "райзер - грунт" идеализируется посредством серии линейных пружин с нулевой прочностью на растяжение, распределенных вдоль райзера в зоне касания. В более продвинутых моделях выбор жесткости пружины учитывает амплитуду вертикального смещения и другие эффекты (например, цикличность движения райзера). Хотя на отклик грунта будет влиять внеплоскостное движение райзера, приведенное далее обсуждение ограничено только вертикальной жесткостью морского дна.

В [215] приведено концептуальное описание сопротивления морского дна, показанное на рисунке А.12 для одного цикла интенсивного воздействия, включая отделение райзера от грунта. После начального внедрения райзера в морское дно возникает стадия разгрузки при подъеме трубы. Отклик грунта на начальном этапе подъема намного жестче, чем при первичном внедрении трубы, что демонстрируется кривой стадии "разгрузки" на рисунке А.12. При продолжении подъема результирующая сила сопротивления становится растягивающей (кривая стадии "присоса" трубы к грунту на рисунке А.12), пока не достигается максимальное сопротивление грунта подъему и труба не начинает отделяться от грунта. Сопротивление подъему ослабевает, пока труба полностью не оторвется от грунта. После повторного внедрения труба опять входит в контакт с грунтом, при этом жесткость повторного нагружения обычно меньше жесткости разгрузки. После завершения полного цикла взаимодействия трубы с грунтом график нагрузки не возвращается в ту же точку на скелетной кривой, в которой начиналась стадия разгрузки, - можно наблюдать, что труба дополнительно внедряется в грунт дна.

Примечание - Сопротивление подъему называется "присосом", хотя в придонном грунте абсолютное значение порового давления остается положительным и физически процесс "засасывания" отсутствует. Для согласованности с традиционной терминологией большого числа публикаций, в том числе посвященных морским операциям по подъему объектов с морского дна, термин "присос" сохранен в стандарте, хотя нужно понимать, что фактически он характеризует результирующую подъемную силу, необходимую для подъема объекта, опирающегося на морское дно.

Рисунок А.12 - Концептуальная диаграмма жесткости морского дна [215]

А.10.4.4.2 Оценка внедрения в условиях пластичности

Скелетную кривую внедрения на рисунке А.12 можно оценить путем рассмотрения профиля прочности морского дна и соответствующего коэффициента несущей способности для указанного проникновения. Для условий увеличения профиля прочности грунта, примерно линейно с глубиной, ограничительное сопротивление внедрению на единицу длины трубы может быть выражено, как это показано формулой (А.62) [216]:

(А.62)

где s _u - сопротивление сдвигу недренированного грунта в нижней части трубы;

D - диаметр трубы;

z - расстояние до низа трубы;

N _c - коэффициент опирания, определяющий скелетную кривую при первичном внедрении;

a - параметр, подогнанный под результаты МКЭ-расчета, со средним значением порядка 6,0;

b - параметр, подогнанный под результаты МКЭ-расчета, со средним значением порядка 0,25.

Дополнительные указания по параметрам a и b приведены в [217].

Также должны быть учтены допуски на эффекты плавучести.

Примечание - Значение s _u здесь обозначает среднее сопротивлению сдвигу (среднее между значениями сдвиговой прочности, измеренными при трехосном сжатии, расширении и простом сдвиге) или значение, полученное в ходе полевых испытаний пенетрометром, например обычное CPT-зондирование или с применением Т-образного наконечника (см. ГОСТ Р 59996).

В определенных регионах мира в верхней части разреза на глубине 0,5-1 м залегает слой поверхностных отложений с более высокой прочностью по сравнению со значениями, ожидаемыми в линейном тренде [218]. В таких случаях необходимо учесть возможность провала корпуса гибкого райзера через прочный слой и оценить влияние такого сценария на результаты расчетов по критерию усталостной прочности.

А.10.4.4.3 Секущий модуль жесткости

Поведение сопротивления грунта, изображенное на рисунке А.12, можно охарактеризовать в терминах эквивалентных пружин с секущей жесткостью k _v, поддерживающих трубу райзера; секущая жесткость k _v в вертикальной плоскости определяется следующим образом:

(А.63)

где - изменение вертикальной силы на единицу длины трубы;

- изменение в вертикальном перемещении.

Нелинейность взаимодействия системы "райзер - грунт" приводит к изменчивости жесткости морского дна по длине зоны касания, которую можно оценить по профилю прочности грунта, s _u(z), и предполагаемой геометрии траншеи (характеризуемой графиком глубины траншеи от расстояния вдоль зоны касания). На пространственную изменчивость жесткости морского дна влияет также переменность во времени положения фактической точки касания райзера с дном.

Для оценки жесткости грунта до точки, где задействуется максимальная сила присоса, была предложена гиперболическая модель ([215], [219]). Модель предлагает следующее соотношение:

(А.64)

где (в дополнение к ранее определенным обозначениям):

K _max - максимальное значение нормализованной секущей жесткости при начальной разгрузке или повторном нагружении;

f - асимптотическое значение при больших смещениях (т.е. f = (Q _initial - Q _limit)/N _cs _uD, где Q _limit является Q _max для ситуации внедрения/присоса).

Примечание - Для мягких глин в [215] рекомендовано значение K _max на уровне 250, которое согласуется с первым циклом воздействия малой амплитуды лабораторных модельных испытаний в каолине [220].

А.10.4.4.4 Подъем и отрыв

При продолжающемся подъеме свободного участка трубы райзера достигается максимальное сопротивление грунта подъему участка трубы, лежащего на дне, после этого сопротивление подъему падает и происходит отрыв трубы от морского дна. Сопротивление грунта подъему может вызвать изгибающие напряжения подъема, превышающие напряжения при укладке. Напротив, отделение трубы от грунта стремится высвободить изгибающие напряжения в трубе. Соответственно, для точной характеристики взаимодействия "грунт - райзер" очень важны реалистичные оценки величины максимального сопротивления за счет эффекта присоса и значений смещений, реализующихся по мере мобилизации присоса и в момент отрыва.

Сопротивление грунта подъему трубы райзера может возникнуть за счет двух факторов: способности грунта выдерживать разрежение и вес обратной засыпки грунта поверх трубы вследствие накопления осадков и/или осыпания стенок траншеи, образованной в результате смещений райзера.

Максимальное усилие присоса на единицу длины трубы Q _s max зависит от ряда факторов, таких как эффекты циклического движения, скорости трубы и времени сохранения сопротивления подъему. Количественно влияние этих факторов можно выразить посредством безразмерных коэффициентов, применяемых к несущей способности (при сжатии), как показано в формуле (А.65) [215]:

(А.65)

где f _c - безразмерный коэффициент, отражающий циклический фактор,

f _V - безразмерный коэффициент, отражающий фактор скорости;

f _t - безразмерный коэффициент, отражающий временной фактор.

Рекомендации по значениям коэффициентов f _c, f _V и f _t приведены в [215].

Для условий циклического/усталостного нагружения в [215] рекомендовано использовать прочность нарушенного грунта s _ur, а не прочность неразрушенного образца s _u, в дополнение к циклическому фактору уменьшения f _c, хотя более целесообразно использовать первоначальное сопротивление сдвигу неразрушенного образца в качестве ориентира, опираясь на различные факторы для количественного определения поправок к оценке Q _s max.

Видеонаблюдения показали, что райзеры часто "вырывают" в морском дне траншеи значительной глубины; этот вопрос рассматриваются далее в А.10.4.5. Дополнительное сопротивление подъему возникает после частичной засыпки траншеи, в результате чего труба оказывается заглубленной. Материал засыпки траншеи, вероятно, будет представлять собой смесь грунто-водяной массы и грунта с нарушенной структурой, поэтому можно ожидать, что его прочность будет ниже прочности донного грунта с нарушенной структурой.

Для условий без засыпки траншеи с задействованием сопротивления подъему только от присоса в [215] предлагается зависимость, показанная в формуле (А.66), для перемещения при отрыве , т.е. перемещении подъема, при котором труба полностью отрывается от грунта, измеренном от точки, в которой чистое усилие, Q, становится отрицательным.

(А.66)

где - безразмерный коэффициент, отражающий фактор скорости;

- безразмерный коэффициент, отражающий временной фактор.

В [215] приведены рекомендации по назначению коэффициентов и на основе данных исследовательских проектов STRIDE и CARISMA.

В литературе не представлены общие зависимости для варианта траншеи с засыпкой, аналогичные формуле (А.66). Однако на индивидуальной основе были разработаны зависимости для описания зависимости "подъем - перемещение" для специальных площадок (см., например, [221]).

А.10.4.4.5 Корректировка характеристик жесткости при циклическом нагружении

Считается, что циклическое нагружение ухудшает жесткостные характеристики грунта. На основе циклических модельных испытаний типа "свая - грунт", когда грунт представлен каолином (белой глиной) [220], дает значения нормализованной циклической жесткости, K, менее 5, в отличие от ситуации с монотонным нагружением, когда значения K фиксируются в диапазоне от 250 до 40 при . Модельные испытания также показывают, что жесткость уменьшается в 10-20 раз, когда возникает отделение райзера от грунта и затем повторный контакт [222].

Длина отрезка трубы, на которой происходит разделение "грунт - райзер", будет изменяться в зависимости от глубины моря в данной точке, параметров райзера, типа плавучего сооружения и природных условий. В таблице А.4 представлены типичные схемы движения райзера в зоне касания для различных штормовых условий для платформ типа SPAR в Мексиканском заливе. Для типичных значений диаметра райзеров 0,3-0,4 м длина этих отрезков составляет 15 м для регулярных волн и 25 м для экстремальных штормовых условий. Поперечные или внеплоскостные смещения платформы могут приводить к троекратному увеличению длины участков отделения райзера от грунта.

Таблица А.4 - Сводные данные по протяженности и вероятности возникновения перемещений ТКД для гибких райзеров [221]

Движения	Вероятность возникновения	Предел смещений ТКД в плоскости	Предел поперечных смещений ТКД
Регулярные	95 %	43D	0,5D
Экстремальный шторм	2,5 %	70D	1D
Перемещения плавучего сооружения второго порядка	2,5 %	200D-260D	7D

Среднее положение ТКД разделяет райзер на участки свободного провисания и опирания. На участке провисания соответствующую жесткость грунта можно принять равной жесткости, соответствующей большим перемещениям, и поэтому на порядок ниже максимальной жесткости при разгрузке и повторном нагружении. На участке опирания постепенное затухание перемещений райзера по амплитуде и частоте предполагает, что в диапазоне между регулярными и экстремальными штормовыми условиями в таблице А.4 "среднее" значение жесткости, соответствующее текущим оперативным условиям, следует повышать ступенчатым образом в направлении от минимального до максимального значения. Данные гистограмм вертикального движения SCR могут быть использованы для оценки значений характеристик жесткости снижения и степени пространственной изменчивости жесткости.

На практике программное обеспечение, используемое для оценки усталостных повреждений, может быть ограничено в части учета степени пространственной изменчивости жесткостных характеристик грунтов морского дна. Эквивалентный эффект может быть достигнут с помощью адекватной нелинейной модели для взаимодействия райзера - морское дно, включающего сравнительно мягкую скелетную кривую и более высокую жесткость разгрузки - повторной загрузки, как показано на рисунке А.12. Такие нелинейные модели доступны в коммерческих пакетах программ для расчетов райзера.

А.10.4.5 Самозаглубление

А.10.4.5.1 Описание процесса и его свойства

Движения райзера в зоне касания дна моря создают траншею, которая влияет на картину напряжений и усталостные характеристики райзера. Создание траншеи (на первом этапе - впадины) является процессом размыва грунта и углубления дна за счет движений райзера в ответ на глобальные движения плавучей системы. Процесс формирования траншеи в результате регулярных смещений грунта обычно длится от месяцев до нескольких лет, но может значительно ускоряться за счет более широкого вовлечения природных событий, применения судов с компенсацией вертикальной качки или вибрации за счет вихреобразования.

Наблюдения за траншеями, созданными райзерами, приведены в [223] и раскрывают типичный профиль в форме "черпака", который имеет максимальную глубину вблизи точки номинального касания и постепенно выполаживается до уровня естественного дна моря по направлению к участку выкидной линии. Райзер часто заглублен в траншее в зоне средней точки касания. В плане траншеи имеют форму раструба, с уширением на стороне судна, а касание и сужение идут в направлении выкидной линии. Обобщенная форма траншеи дана на рисунке А.13.

Размеры траншеи от конкретного райзера зависят от нескольких факторов, включая следующие:

- грунтовые условия;

- размеры и конфигурацию райзера (например, труба в трубе);

- условия окружающей среды;

- время после установки;

- тип судна.

1 - судно; 2 - выкидная линия; 3 - вид профиля; 4 - райзер; 5 - поверхность дна моря; 6 - профиль впадины в виде "черпака"; 7 - примерное расположение ТКД райзера; 8 - вид в плане; 9 - центральная линия; 10 - профиль впадины в виде раструба

Рисунок А.13 - Общий вид обобщенной траншеи [223]

А.10.4.5.2 Влияние на результаты расчета

Влияние дна моря с траншеей на усталостные характеристики зоны касания SCR четко не определено из-за разнонаправленных факторов, относящихся к геометрии траншеи и грунтовым условиям. В отличие от этого, образование траншеи может вызвать сильные изгибающие напряжения в райзере при поперечных движениях или близко от касания. Райзер может быть перенапряжен в случаях внезапного взаимодействия с траншеей в ходе экстремальных природных событий или значительных поперечных и/или внеплоскостных движений. Непрекращающиеся поперечные движения внутри траншеи за счет доминирующих природных условий, движений второго порядка и вибраций от завихрений также могут отрицательно сказаться на выносливости трубы в номинальной точке касания или вблизи нее.

А.10.4.5.3 Движение в трех измерениях

Экстремальные условия, такие как оборванные якорные линии, поперечные или внеплоскостные движения судна или платформы, могут привести к движениям райзера в трех направлениях, создавая предпосылки для "отрыва" от сформированной траншеи. Поэтому необходимо учитывать широкий диапазон смещения номинальной точки касания SCR дна, которое передается судном на поверхности моря на большие горизонтальные расстояния, которые могут быть в диапазоне 5 %-10 % от глубины моря. Это расстояние, вероятно, будет больше, чем ширина самой большой (оцененной ранее) траншеи. Судно на поверхности может смещаться назад и тащить райзер на большие расстояния от исходной траншеи, перед тем как прийти в равновесное положение, которое количественно не оценивалось в сценарии разрушения.

В нормальных (т.е. с неповрежденными якорными линиями) операциях в сильные штормы и в событиях с сильными течениями плавучее сооружение также способно поднять SCR из траншеи и переместить его от траншеи на ненарушенный грунт на расстояние, равное нескольким значениям ширины траншеи по мере того, как условия поверхности дна и воздействие окружающих условий придут к взаимному балансу, возможно, с изменением направления воздействия и затем и его интенсивности.

В любой из вышеуказанных ситуаций новая траншея может создаться на новом месте, что повлияет на выносливость райзера. Более важным является то, что сопротивление отрыву первой траншеи может вызвать высокие локализованные изгибающие моменты и потенциальную реализацию предельного состояния по прочности. Эффект высокого сопротивления отрыву в ходе пространственного движения райзера, создавшего траншею, должен определяться количественно.

А.10.5 Геотехнические расчеты для случая райзеров верхнего натяжения

А.10.5.1 Общие положения

Расчет райзеров верхнего натяжения вблизи или ниже уровня размещения ПВП зависит от взаимодействия райзера (направления) с грунтом. В расчетах следует учитывать два следующих аспекта;

a) реакция райзера в предельном состоянии по прочности, когда основной плавучий объект переместился на значительное расстояние от среднего положения;

b) усталость райзера в результате повторяющихся циклических движений с диапазоном амплитуд и частот.

Первая проблема возникает в ходе состояния ухода или в результате воздействия внешних факторов. Вариант ухода может быть преднамеренным статическим типом условия, создаваемого, когда основной объект переместился для содействия буровым операциям или когда временно утрачиваются способности удержания.

Проблема усталости обусловлена циклическими воздействиями, возникающими в ходе жизненного цикла системы "райзер - направление". Воздействия могут порождаться следующими факторами:

- природные воздействия волн, ветра и течений на основной плавучий объект;

- вибрации, вызванные завихрением водного потока при обтекании основного объекта или райзера;

- природные воздействия (волны и течения) на верхнюю часть райзера.

Расчеты показали, что пиковые воздействия не вносят основного вклада в усталостные повреждения. Скорее небольшие более частые воздействия вызывают основные усталостные повреждения. Поэтому характеристика отклика грунта на перемещения с малой амплитудой очень важна для проблемы усталости. Предшествующие исследования указывают, что критерии, указанные в [4], могут занижать боковую жесткость грунтов, особенно при перемещениях с малой амплитудой. Часто трудно определить, какие оценки жесткости грунта (мягкие или более жесткие) более консервативные. Более жесткие оценки предполагают возникновение критических циклических изгибающих моментов выше дна моря, а более мягкие оценки предполагают обратное.

Помимо указанных факторов, температурные эффекты также могут оказать влияние на поведение колонны направления. Повышенная температура может приводить к следующим эффектам:

- созданию подъемных сил, действующих на колонну направления,

- изменению сопротивления сдвигу грунта вблизи колонны направления,

- распаду газогидратов на дне моря.

Влияние температурных изменений на свойства грунта вдоль колонны направления, вероятно, будет более существенным по отношению к осевым нагрузкам. Однако осевая несущая способность (устойчивость) достаточно высока с учетом длины направления и связанных обсадных колонн. Влияние на боковые воздействия смягчается за счет постоянной температуры морской воды на дно моря.

А.10.5.2 Отклик грунтового основания

Отклик участка сочленения "направление - райзер верхнего натяжения" вблизи дна моря на циклическое нагружение сильно зависит от грунтов на глубинах порядка 15-20 м ниже дна моря. Общая проблема оценки этого бокового отклика аналогична проблеме сваи с боковым нагружением. Соответственно, при моделировании поведения грунта боковые пружины, применяемые в расчетах морских свай, могут использоваться и для оценки бокового отклика направления. Несмотря на явное сходство существуют следующие различия:

- пружины, моделирующие отклик грунта в задачах о расчете свай, были первоначально разработаны для стальных опор платформ типа "джекет", подвергающихся сильным штормовым воздействиям. В связи с этим основное внимание было обращено на характеристики поведения грунта вблизи перехода в пластичность, при этом меньше внимания уделялось отклику грунта при меньших перемещениях;

- максимальные изгибающие моменты в свае относительно нечувствительны к боковому отклику грунта. Результатом изменения параметров боковых пружин является, в основном, изменение места реализации максимального момента, а не его величины. Так как толщина стенок морских свай обычно постоянная, возможные неточности кривых p - y для пружин будут иметь меньшее влияние. В то же время участок направление - райзер верхнего натяжения монтируется в единую секцию с применением переходных элементов. Зоны расположения переходных элементов являются критичными для усталости [224];

- рекомендации из 8.5 и А.8.5 основаны на результатах испытаний с нагрузками, которые прикладывались в течение нескольких дней, а нагрузки, вызывающие усталость, прикладываются в течение гораздо более коротких отрезков времени;

- зависимость между циклическим изгибающим моментом и характеристиками усталостной прочности существенно нелинейная, поэтому в условиях большого числа циклов нагружения усталостная прочность очень чувствительна к жесткости грунта.

А.10.5.3 Подход с использованием (p - y)-пружин в рамках метода конечных элементов

Метод расчета системы "райзер - направление" с помощью зависимости сопротивления грунта от бокового смещения, описанный в 8.5, не является единственно возможным - в качестве альтернативы может применяться МКЭ-расчет с использованием элементов типа "пружина" с заданной характеристикой p - y. В данном пункте приведены указания по этому методу.

Важным аспектом разработки (p - y)-пружин в МКЭ является разработка репрезентативной модели грунта для задачи взаимодействия "райзер - направление". Начальная деформация и соответствующий исходный модуль сдвига являются важной частью этой модели грунта. Начальный модуль сдвига, G _max, можно определить методом испытаний в резонансной колонне на образцах, отобранных в ходе исследования грунта (см. ГОСТ Р 59996). Пробы отбираются с глубин, где может возникнуть максимальное усталостное повреждение, например с верхних 15 м грунта. Результаты испытаний резонансным методом следует корректировать на основе реальных данных по условиям площадки, например на основе корреляций, предложенных в [225].

Значения G _max, полученные при испытаниях резонансным методом, должны быть скорректированы также с целью учета следующих факторов;

- увеличения модуля сдвига, наблюдаемого после первичной консолидации;

- уменьшения модуля сдвига вследствие более низкой скорости нагружения системы "райзер - направление" по сравнению с более высокой скоростью нагружения, реализуемой в резонансном методе;

- циклической деградации характеристик грунта, оказывающей влияние на уровень напряжений в стальной трубе и на ее характеристики усталостной прочности, в диапазоне состояний между пред- и постциклическим поведением массы грунта.

Увеличение значения модуля сдвига за счет вторичной консолидации в расчете на один цикл нагружения, выраженный в логарифмической шкале, было оценено как пропорциональное квадратному корню из числа пластичности грунта [225]. Такое увеличение частично будет нивелировано снижением за счет меньшей скорости нагружения, которое при отсутствии данных по конкретной площадке может быть аппроксимировано как 10 %-ное уменьшение модуля сдвига в расчете на логарифм отношения частоты нагружения к частоте испытаний резонансным методом.

В [226] в качестве альтернативного подхода предложено следующее соотношение для нормализованного модуля сдвига (G _max/s _uDSS) для нормально консолидированных глин:

(А.67)

где s _uDSS - недренированное сопротивление сдвигу на основе испытаний на прямой сдвиг;

l _p - число пластичности грунта.

В целом значения нормализованного модуля сдвига для переуплотненных глин ниже, чем значения для нормально уплотненных глин [226].

На рисунке А.14 показаны примеры кривых p - y, построенных на основе МКЭ-расчетов (линии черного цвета), в сопоставлении с рекомендациями, приведенными в 8.5.3, для двух экспериментов, 1 и 2 [227]. На рисунке также показаны результаты испытаний в центрифуге, где воздействие длилось менее одной минуты (линии зеленого цвета). Графики голубого цвета отражают рекомендации 8.5.3 применительно к мягким глинам.

Дополнительные подробности построения кривых p - y посредством процедур численного моделирования описаны в [228].

Рисунок А.14 - Сравнение характеристик (p - y)-пружин, измеренных в ходе испытаний в центрифуге с использованием в качестве грунта каолинита и рассчитанных на основе МКЭ с учетом положений 8.5.3 [227]

А.10.5.4 Дополнительные аспекты

В дополнение к жесткости грунта при малых деформациях характеристики грунта также должны включать эффекты деформационного упрочнения. Параметры деформационного упрочнения рассчитываются на основе либо упруго-пластичного изотропного упрочнения грунта при больших деформациях, либо кинематического упрочнения в результате циклического нагружения.

На рисунке А.15 [227] представлены результаты, демонстрирующие это потенциальное воздействие указанного фактора. Диаграмма на рисунке показывает, как циклическое нагружение может снижать жесткость грунта. Если в расчете используется статическая скелетная кривая p - y в средней точке для циклического воздействия, то фактическая секущая жесткость разгрузки/повторного нагружения (как это используется в нескольких программных продуктах усталости райзера) оказывается выше. Поэтому использование тангенциальной жесткости, соответствующее скелетной кривой, может дать консервативные результаты (повышенный уровень усталостных повреждений), когда критическая точка усталости на секции "райзер - направление" находится ниже дна моря. Однако, если критическая точка усталости расположена выше дна моря, расчеты с применением более мягких пружин, моделирующих грунт, могут приводить к неконсервативным результатам.

Рисунок А.15 - Детальная диаграмма смещения головы сваи в зависимости от боковой нагрузки головы сваи [227]

А.10.5.5 Общие выводы и рекомендации для райзеров с верхним натяжением

Могут быть сформулированы следующие общие указания и рекомендации по проектированию райзеров с верхним натяжением:

a) в расчете системы "райзер с верхним натяжением - направление" должны учитываться предельное состояние по прочности и предельное состояние по усталости. Из-за меняющейся толщины стенок и нерегулярных изменений в геометрии формы критический изгибающий момент может возникнуть либо выше, либо ниже дна моря;

b) кривые p - y, указанные в 8.5.3 для свай, обеспечивают значительно более мягкий отклик, чем кривые p - y, построенные с помощью МКЭ. Развитые модели грунта следует использовать на основе данных по грунтам конкретной площадки, учитывающих как поведение грунта при малых смещениях, так и деформационное упрочнение от циклического нагружения;

c) хотя МКЭ порождает более жесткий отклик грунта, модельные испытания показывают, что при циклических нагрузках наблюдается снижение жесткости грунта;

d) когда критическая точка усталости находится ниже дна моря, тангенциальная жесткость от скорректированных статических кривых p - y на основе МКЭ-расчета может быть консервативной, так как тангенциальная жесткость в средней точке цикла может быть меньше жесткости в фазе "разгрузка - нагрузка". Если критическая точка усталости находится выше дна моря, кривые p - y на основе 8.5.3 для мягкой глины могут быть неконсервативными. Для этого варианта интенсивность усталостной деградации жесткости должна оцениваться консервативно, т.е. следует принимать в расчет меньшее значение интенсивности деградации;

e) построение кривых p - y на основе МКЭ-расчета является затратным по времени и требует привлечения экспертов-расчетчиков. Если критические изгибающие моменты реализуются в точке ниже дна моря, то в качестве первого шага могут быть использованы кривые из 8.5.3 для мягкой глины. Если эта начальная попытка приводит к неприемлемым уровням разрушения, то следует попытаться применить данные по конкретной площадке для обоснования более высоких значений жесткости грунта;

f) для бурового райзера с более тяжелой нижней секцией (где размещен ПВП) наличие слабых грунтов (грунтов с малой жесткостью) в грунтовой толще может приводить к смещению собственной частоты колебаний системы в зону пика волнового спектра. Поэтому присутствие на поверхности морского дна твердого грунта само по себе не гарантирует безопасного результата в части обеспечения циклической прочности, даже если критическая точка (с точки зрения усталости) находится выше уровня дна моря.

А.10.6 Расчет фундамента для райзера

А.10.6.1 Общие положения

Концепция райзерной системы подразумевает компоновку свободно стоящих райзеров, включающих несколько райзеров в пучке, натянутых сверху с помощью плавучего блока и заякоренных к морскому дну. Соединение с судном на поверхности или платформой обычно обеспечивается гибкими перемычками. Вертикальный участок райзера поддерживает осевое растяжение, создаваемое за счет плавучести и циклических волновых воздействий, и должен быть надежно закреплен на морском дне. Значительная часть натяжения действует постоянно в течение срока эксплуатации.

Имеется несколько вариантов фундамента для райзера: гравитационное основание, вакуумные сваи и забивные сваи. Выбор концепции для фундамента должен учитывать грунтовые условия, способ монтажа, а также эксплуатационные характеристики. Для выбора наиболее подходящего типа фундамента рекомендуется выполнить предварительное концептуальное исследование.

А.10.6.2 Нагрузки и характеристики несущей способности

А.10.6.2.1 Нагрузки

Расчетные воздействия необходимо оценить по следующим условиям:

- монтаж и извлечение фундамента;

- нормальные эксплуатационные условия (см. ГОСТ Р 57148);

- экстремальные условия (см. ГОСТ Р 57148).

Комбинации воздействий выбирают так, чтобы предвидеть наиболее неблагоприятный результат для каждого механизма устойчивости и выполненных расчетов деформации.

А.10.6.2.2 Рекомендуемые значения коэффициентов надежности по несущей способности

Коэффициенты надежности по несущей способности рекомендуется принимать в соответствии с [229] для забивных свай и по ГОСТ Р 58773 (см. также А.11.5.2) для других типов анкеров, например вакуумных свай.

Примечание - Значения коэффициентов надежности по несущей способности, приведенные в ГОСТ Р 58773, были разработаны без учета подъемных сил, длительно действующих на вакуумные сваи. В [230] дана информация по потенциальному отклику подъема в условиях продолжительных воздействий.

В [229] вариант гравитационных воздействий в явном виде не рассматривается. Также в [229] содержится указание, что для расчета сваи на осевую нагрузку, когда вес фундамента менее чем приблизительно 10 % предельной несущей способности по оси, вес фундамента под водой можно вычесть из приложенных нагрузок при определении коэффициента безопасности, в то время как для других систем, несущая способность которых обеспечивается в основном за счет веса, вес фундамента должен учитываться в критериальном уравнении в составе слагаемых, отвечающих за несущую способность.

А.10.6.3 Расчетные значения характеристик грунта

Для выбора расчетных параметров грунта необходимо выполнить высококачественные измерения параметров грунтов по месту и/или провести специализированные геотехнические исследования. Важно определить отсутствие/наличие каких-либо высокопроницаемых слоев в/над зоной влияния для обратной несущей способности при продолжительном нагружении.

Глубина геотехнических скважин должна превышать глубину фундамента не менее чем на три диаметра анкера, если только региональные характеристики площадки не свидетельствуют об отсутствии существенных изменений в стратиграфии на этой глубине. Если серьезные изменения стратиграфии отсутствуют, глубина под наконечником анкера может быть уменьшена до одного диаметра анкера. Нужен совет геотехника, если глубина скважин уменьшена.

Количество скважин следует определять в зависимости от пространственной изменчивости характеристик грунта. Если по результатам геофизической съемки отмечается повышенная латеральная изменчивость свойств грунта (что должно быть отражено в отчете по инженерно-геологическим изысканиям), то необходимо пробурить по одной скважине в каждой точке установки анкеров. Основные требующие изучения свойства грунта и перечень расчетных характеристик, необходимых для проектирования, определены в ГОСТ Р 59996.

А.10.6.4 Выполнение расчетов

А.10.6.4.1 Общие принципы

Ниже сформулированы общие принципы, которых следует придерживаться при оценке устойчивости фундаментов райзеров:

- методы предельного равновесия могут в общем использоваться для оценки несущей способности фундаментов райзеров. Сопротивление сдвигу, используемое в расчете, должно учитывать эффекты ползучести и потенциального дренирования при продолжительном воздействии и циклической деградации. Уменьшение эффективных напряжений и сопротивления сдвигу за счет потенциального дренирования можно исследовать с помощью МКЭ;

- в расчет должен быть включен надлежащий учет перемещения и деформации на протяжении срока службы фундамента. Когда перемещение и деформация критичны, можно использовать сложные аналитические методы. Анализ перемещения должен учитывать недренированные деформации при сдвиге за счет приложения продолжительных воздействий, недренированной ползучести в ходе продолжительного воздействия, а также постоянных и циклических компонентов волнового нагружения. Перемещения за счет деформаций при сдвиге, объемных сдвигах и течении воды через грунт за счет потенциального дренирования в ходе продолжительного воздействия тоже учитываются;

- якоря устанавливаются с указанными допусками по наклону и ориентации. При анализе результатов расчетов должны учитываться эффекты пределов допусков;

- монтаж планируется так, чтобы обеспечить надлежащую посадку фундамента в предназначенном месте без чрезмерного нарушения опорного грунта. При чрезмерном нарушении оно учитывается в оценке несущей способности фундамента;

- принимаются меры предотвращения поверхностной эрозии и/или размыва грунта под или вблизи подошвы фундамента.

Когда предполагается извлечение, следует сделать анализ сил, создаваемых при извлечении для обеспечения выполнения извлечения имеющимися средствами.

А.10.6.4.2 Методология геотехнических расчетов для фундамента

Способы расчетов забивных свай и фундаментов гравитационного типа охватываются методами, описанными в этом разделе, а также рекомендациями из [229].

Примеры расчетов вакуумных кессонов приводятся в рекомендациях из А.11.5.2, а более подробные аспекты рассматриваются в технической литературе (например, [230]-[241]). При проектировании необходимо учитывать следующие аспекты:

a) этапы внедрения и извлечения;

b) оценку держащей способности, включая долговременную подъемную силу;

c) оценку длительных смещений;

d) определение реакций грунта, используемых в расчете конструкции.

Несущую способность нужно проверить на постоянное воздействие и на сумму постоянных и циклических воздействий. Если циклические воздействия (быстрые/кратковременные) незначительные по сравнению с постоянными (продолжительными/долговременными), условие постоянного воздействия может быть критичным, так как сила может быть меньше для этого условия, чем условие, где включены циклические воздействия. Нужно учитывать следующее:

- недренированное сопротивление сдвигу для условия постоянного воздействия должно быть уменьшено для учета эффектов ползучести (см., например, [242]). Эффект перераспределения порового давления и набухания также должен учитываться, так как это может привести к уменьшению эффективных напряжений и недренированных сопротивлений сдвигу и тем самым снизить несущую способность при нестационарном волновом нагружении [233]. В случаях, когда постоянное/продолжительное воздействие продолжается месяцами, также следует выполнить оценку, возможно ли полное формирование дренированных условий и обеспечение присоса (механизма обратной несущей способности) по всей площади основания. Необходимо учитывать вероятность возникновения каналов дренирования в пространстве между элементами жесткости внутри юбок, в зонах под торцами элементов жесткости и усиленных стенок контура юбок, а также вдоль открытых трещин снаружи анкера со стороны активного давления грунта. В [230] и [243] продемонстрировано, что несущая способность типичного вакуумного кессона в условиях продолжительного нагружения может составить лишь 70 % от несущей способности для условий быстрого нагружения;

- дренирование и перераспределение порового давления также может влиять на недренированное сопротивление сдвигу при циклическом нагружении, однако сопротивление сдвигу для суммы постоянных и циклических воздействий может быть выше, чем для постоянного воздействия за счет эффектов скорости [242].

Необходимо оценить возможность расхождения швов вдоль стенки поверх элементов жесткости или секций с увеличенной толщиной стенок. В варианте с кольцевыми элементами жесткости необходимо оценивать потенциал уловленной воды между кольцевыми элементами жесткости (см. например, [232]). Нужно учитывать, если вероятно расхождение швов или улавливание воды, а также возможное влияние таких зазоров на пути дренирования и на сопротивление за счет недостатка контакта вдоль стенки.

Несущая способность вакуумных кессонов может зависеть от пассивного пониженного давления (т.е. от фактора ОНС) внутри кессона. Если полагаться на пониженное давление, надлежащая герметизация может быть критичной, особенно для части пониженного давления, создаваемого долговременными воздействиями окружающей среды, такими как кольцевые течения. Верх анкера может быть герметизирован, но если нельзя гарантировать уплотнения клапана, то нужно рассмотреть либо запасной колпачок позади клапанов, либо программу мониторинга для обеспечения желаемой целостности в течение срока службы вакуумных кессонов. Если надлежащая герметичность не обеспечена, вакуумные кессоны следует конструировать для выдерживания продолжительного подъемного воздействия без учета пассивного пониженного давления.

А.10.6.5 Обследование и мониторинг

В составе проекта фундамента следует разрабатывать программу обследований. Программа обследования должна включать использование контрольно-измерительных средств для мониторинга критических аспектов работы фундамента в ходе монтажа и эксплуатации.

Если в какой-либо момент времени в течение срока службы сооружения в ходе обследования будет выявлено условие или поведение, представляющее опасность для целостности фундамента или сооружения, то при должном обосновании может потребоваться проведение мероприятий по коррекции или техобслуживанию.

А.10.7 Геотехнические расчеты для случая выкидных линий и трубопроводов

А.10.7.1 Общие положения

При расчетах трубопровода следует учитывать предельные состояния по прочности и по усталости, относящиеся к напряжениям в трубопроводе, а также к перемещениям соответствующих концевых соединителей, включая секции с переходом к участку провисающего райзера. На поведение трубопроводов влияют силы взаимодействия между трубопроводом и морским дном, а также другие внешние и внутренние нагрузки на трубопровод.

Для прогнозной оценки начального заглубления трубопровода после укладки, а также для построения зависимостей типа "сила - перемещение" в осевом и боковом направлениях рекомендуется привлечение специалиста-геотехника. Базовыми моделями для описания осевого и бокового движения трубы являются линейно-упругая и идеально-пластическая модели. Более сложные расчеты требуют более сложных моделей взаимодействия трубы и грунта. При проверке предельных состояний критическими могут оказаться как верхние, так и нижние предельные значения сил в системе "труба - грунт", которые должны быть корректно определены.

А.10.7.2 Нагрузки на трубопроводы

Воздействия и движения, реализуемые в ходе укладки трубопровода, определяют заглубление трубопровода и остаточные натяжения и другие характеристики работы трубопроводов после начала эксплуатации. Гидродинамическое нагружение и последующий процесс размыва и разжижения грунтов морского дна могут привести к изменениям внедрения в ходе эксплуатации трубопровода.

После окончания монтажа воздействие на отдельный элемент трубопровода будет уравновешено силой реакции грунта. Воздействия на элемент трубопровода порождаются соседними/граничными элементами трубопровода, примыкающим провисающим участком стального райзера, гидродинамическими или температурными нагрузками, а также внутренним и внешним давлением. Сжимающая осевая сила, создаваемая рабочими циклами внутреннего давления и температуры, может приводить к боковому изгибу трубопровода или накоплению осевых смещений ("гуляние" трубы).

Трубопровод также может подвергнуться внешнему нагружению от потоков взвешенных наносов и мутьевых потоков, возникающих от подводных оползней или ударных воздействий посторонних объектов на дно.

А.10.7.3 Силы реакции основания

А.10.7.3.1 Модели взаимодействия "трубопровод - основание"

Взаимодействие между трубопроводом и морским дном включено в расчет конструкции трубопровода путем размещения модельных элементов типа "труба - грунт" с интервалами вдоль трубопровода. Этот подход аналогичен методам передачи воздействия t - z и p - y при расчете отклика сваи.

Для некоторых менее ответственных расчетных ситуаций при расчете трубопровода взаимодействие в системе "труба - грунт" может быть представлено ограничительными значениями осевой или боковой несущей способности или билинейной упруго-пластической диаграммой нагружения в осевом и боковом направлениях. Сопротивление в системе "труба - грунт" обычно выражается в форме эквивалентного коэффициента трения, связывающего предельное сопротивление со значением эффективного веса трубопровода. Однако осевое и боковое сопротивления могут зависеть не только от веса трубопровода, но и от других факторов, например от текущей величины заглубления. Поэтому коэффициент трения в данном случае не следует рассматривать как физическую характеристику грунта.

Для учета более сложных эффектов взаимодействия, в частности, поведение при больших перемещениях, необходимо моделировать другие аспекты взаимодействия системы "труба - грунт", включая отрыв трубы от грунта по хрупкому типу и циклический рост берм в процессе боковых смещений трубы [244].

А.10.7.3.2 Дренированное и недренированное поведение грунта

Для случая мелкозернистых связных донных отложений укладка трубопровода обычно рассматривается как недренированный процесс. Рассеяние избыточного порового давления, вызванное укладкой, обычно занимает первые дни или недели. Боковые движения трубопровода обычно происходят в условиях недренированного деформирования, но в то же время процессы консолидации, протекающие между повторными движениями трубы, могут способствовать частичному восстановлению прочности грунта нарушенной структуры. Состояние грунта вблизи трубы при осевом смещении трубопровода может быть дренированным или недренированным, так как радиус дренирования в этом случае меньше по сравнению с боковым движением.

Для случая крупнозернистых несвязных отложений монтаж и эксплуатация трубопровода обычно происходят в полностью дренированных условиях. При выполнении проектных расчетов следует провести сопоставление ожидаемых скоростей осевого и бокового движения трубопровода с соответствующими скоростями процессов дренирования и консолидации грунта для определения превалирующих условий - дренированных или недренированных.

А.10.7.4 Расчет взаимодействия системы "трубопровод - основание"

А.10.7.4.1 Вертикальное внедрение

А.10.7.4.1.1 Эффекты укладки

Наблюдения показывают, что заглубление трубопровода в момент укладки обычно существенно больше, чем предсказывается на основе лишь статического веса, причиной чего является повышенное давление на грунт и динамические движения трубы в зоне касания при укладке [245]. Значения контактных давлений (или погонной вертикальной силы) между трубопроводом и грунтом вблизи точки касания превышают соответствующие значения от действия собственного трубы веса в статическом состоянии для уложенного на дно трубопровода за счет искривленной формы в ходе монтажа.

Степень перегрузки (давления на дно) определяется изгибной жесткостью трубопровода, эффективной жесткостью грунтового основания и натяжением в трубопроводе вблизи точки касания дна [246]. Значение эффективной жесткости основания следует определять как секущую жесткость для предполагаемой глубины пластического внедрения трубы; оно может быть намного меньше, чем значение жесткости, используемое для оценки усталости в пределах зоны касания стального свободно провисающего райзера. На больших глубинах моря перегрузка может быть почти незаметной вследствие наличия мягких грунтов на дне. Если трубопровод укладывается незаполненным, то следует принять во внимание, что максимальное статическое давление на дно имеет место в момент опрессовки при гидроиспытаниях, когда трубопровод тяжелее [246]. Поэтому заглубление свободно уложенного трубопровода может определяться либо его начальным весом (с эффектами перенапряжения при неравномерном касании дна и динамичности при монтаже), либо весом при гидравлических испытаниях.

Движение судна, изменения в натяжении трубопровода, а также гидродинамическое нагружение подвешенного участка трубы вызывают сочетание вертикальной и горизонтальной мод движения трубопровода на дне моря при его укладке ([245], [247]-[249]). Даже незначительные боковые или вертикальные движения могут вызывать нарушение структуры, локальное разупрочнение и эрозию донных грунтов в зоне касания, увеличивая заглубление трубопровода.

А.10.7.4.1.2 Статическое вертикальное сопротивление внедрению

В случае отложений на морском дне, когда преобладают дренированные условия, для оценки статического заглубления трубопровода могут использоваться стандартные подходы к определению несущей способности. Трубопровод может рассматриваться как поверхностный ленточный фундамент, ширина которого равна номинальной длине хорды контакта "труба - грунт" при ожидаемом заглублении. Однако в большинстве случаев заглубление трубопровода на основе статического нагружения будет прогнозироваться на минимальном уровне. В реальности другие процессы, такие как циклическое движение трубопровода, размыв и частичное разжижение морского дна, обусловят истинное заглубление свободно уложенной трубы.

Для случая мелкозернистых связных грунтов, когда при заглублении преобладают недренированные условия, теоретические решения по оценке сопротивления внедрению трубы приведены в [216], [250], [251]. В этих решениях используется стандартное уравнение несущей способности, модифицированное для закругленной формы трубопровода. Следует также учесть тот факт, что в мягких грунтах в результате качки плавучего сооружения может реализовываться существенно повышенный уровень подъемной силы [217].

А.10.7.4.2 Осевое сопротивление грунта

Осевое движение трубопровода приводит к разрушению грунта сдвигом вблизи поверхности границы "трубопровод - грунт" или непосредственно на ней. Для вычисления эффективных напряжений и сил на поверхности раздела "трубопровод - грунт" может быть использовано эффективное значение вертикальной контактной силы. Как показано в [246], с учетом криволинейной формы контакта трубы с донным грунтом (выражается через коэффициент усиления), дренированное сопротивление смещению по оси на единицу длины трубопровода, T, определяется следующим образом:

(А.68)

где - коэффициент трения трубы по грунту, который может быть выражен в терминах угла трения на поверхности раздела , где ;

- коэффициент усиления;

N - суммарное значение нормальной компоненты контактной силы;

V -значение вертикальной силы, действующей на основание (в основном, вес трубопровода).

На основе упругого решения в [246] приведено следующее выражение для :

(А.69)

где - половинный угол контактного сектора "трубопровод - грунт", который зависит от приведенного заглубления z/D, следующим образом:

(А.70)

Вследствие зависимости угла трения грунта от контактных напряжений его следует оценивать на основе испытаний, выполняемых при корректно определенном уровне напряжений ([246], [252]). При осевом смещении трубопровода в недренированных условиях эффективный коэффициент трения может увеличиваться или уменьшаться в зависимости оттого, создается ли отрицательное или положительное избыточное поровое давление при сдвиге на поверхности раздела.

Для оценки значений коэффициента трения, , для условий дренированного сдвига лабораторные испытания с помощью сдвигового прибора могут использоваться для определения как пикового, так и остаточного сопротивления. Испытания могут выполняться с использованием образца покрытия поверхности трубопровода. Альтернативным образом модельная секция трубы может испытываться в более крупной испытательной камере. Такие испытания должны воспроизводить соответствующие процессы консолидации, протекающие в ходе монтажа, а также соответствовать параметрам скорости нагружения и длительности пауз при укладке, отражающим расчетную ситуацию. Следует определить, можно ли рассматривать применительно к осевым смещениям трубы недренированные или частично дренированные условия, - это может приводить к значительному снижению эффективного коэффициента трения, , по сравнению с условиями полного дренирования.

А.10.7.4.3 Боковое сопротивление грунта

На боковое сопротивление в системе "труба - грунт" в процессе первичного "прорыва" (прорезание стенки траншеи трубой в горизонтальном направлении) и циклических движений с большой амплитудой влияет начальное заглубление трубы, ее вес, формирование берм грунта по краям трубы на участках свободного провисания и опирания райзера при его поперечных колебаниях, а также свойства грунта. При значительном размахе колебаний для недренированных условий обычно наблюдаются два характерных типа бокового отклика (рисунок А.16) - в зависимости от отношения веса трубопровода к прочности донного грунта, V/s _uD:

- при условии V/s _uD < 2 (условно, случай "легкой" трубы) трубопровод после "прорыва" стремится продолжить подъем в процессе бокового смещения. По мере подъема трубы боковое сопротивление уменьшается от значения, соответствующего моменту "прорыва", до значения остаточного сопротивления. Таким образом, участок трубопровода смещается вбок с небольшим вертикальным подъемом вместе с бермой, которую толкает вперед перед собой. Этот механизм определяется остаточным сопротивлением H _res. Последующие циклы бокового движения приводят к постепенному повышению сопротивления со стороны грунтовых берм [рисунок А.16 a)]. Такой тип поведения в системе "труба - грунт" часто наблюдается также в дренированных условиях;

- для значений V/s _uD 2 (условно, случай "тяжелой" трубы) трубопровод обычно начинает заглубляться после того, как будет преодолено начальное сопротивление "прорыву". Это движение вниз вместе с ростом размера бермы грунта впереди трубы приводит к устойчивому увеличению бокового сопротивления [рисунок А.16 b)].


a) Случай "легкой" трубы	b) Случай "тяжелой" трубы

1 - сопротивление "прорыву", H _brk, 2 - остаточное сопротивление, H _res; 3 - сопротивление бермы, H _berm; 4 - мобилизация пассивного сопротивления; X - горизонтальное смещение, u; Y - горизонтальное сопротивление, H

Рисунок А.16 - Типы циклического отклика в системе "труба - грунт" при большом размахе колебаний в недренированных условиях

Существуют эмпирические выражения для прогнозирования бокового сопротивления в системе "трубопровод - грунт", которые разрабатывались в основном посредством калибровки с помощью результатов модельных испытаний ([253]-[256]). Эти выражения обладают значительной неопределенностью и их применимость должна быть дополнительно обоснована в проекте для каждой рассматриваемой расчетной ситуации. Для недренированных условий сопротивление отрыву H _brk обычно может быть представлено в виде суммы двух компонент:

a) компонента, пропорциональная существующему вертикальному воздействию, V (которое в основном представляет собой вес трубопровода в воде);

b) компонента пассивного сопротивления, связанная с величиной заглубления трубопровода, z.

Альтернативный подход предполагает использование огибающих текучести (или диаграмм взаимодействия) на плоскости с осями, характеризующими вертикальную и горизонтальную составляющие нагрузки. Диаграмма взаимодействия ограничивает допустимые сочетания воздействий для заданного значения заглубления трубопровода (см. [251], [257]).

При оценке характеристик усталостной прочности трубопровода под действием циклического движения с большим размахом существенное значение имеют размеры и прочностные характеристик растущей бермы, формирующейся перед сегментами трубопровода, в процессе его смещения и в крайних позициях [244].

Расчетные выражения для оценки бокового сопротивления в системе "трубопровод - грунт" при "прорыве" и в ходе циклических перемещений могут быть обоснованы и откалиброваны на основе результатов лабораторных моделей, испытаний в центрифуге ([258], [259]), натурных испытаний секций трубы на морском дне ([260], [261]) или с помощью аналитических методов.

При проектировании особое внимание следует уделять точкам, где имеет место изменение значений удельного эффективного веса трубы (непосредственно определяющего локальные контактные напряжения касания), например, в точках касания дна вблизи поверхностных опорных элементов, в концевых точках свободных пролетов, в начале секций, где присоединены элементы плавучестью. Для таких зон рекомендуется получение значений характеристик бокового сопротивления смещению трубы непосредственно для конкретных площадок.

А.11 Расчеты якорей системы удержания для плавучих сооружений

А.11.1 Общие положения

В этом разделе приведены рекомендации по расчету якорных систем для плавучих морских сооружений и морских буровых установок. Они применимы к системам удержания с провисающими, слабо натянутыми и натянутыми якорными линиями.

Для плавучих сооружений применяются следующие типы якорей (см. [2], [229], [262]):

- якоря, заглубляемые при волочении (или якоря судового типа);

- свайные якоря (анкерные сваи), включая забивные, вакуумные, винтовые и буронабивные;

- плужные якоря, включая заглубляемые в грунт при волочении и вертикального внедрения;

- другие типы якорей, такие как гравитационные якоря и гравитационные заглубляемые в грунт якоря (свободно падающие "якоря - торпеды").

Рекомендуемые критерии проектирования и значения коэффициентов надежности при проверке предельных состояний первой группы (ULS) для якорных систем приведены в ГОСТ Р 58773. При выборе типа якоря нужно учитывать грунтовые условия, требования к эксплуатационным характеристикам и надежности системы, способ монтажа и испытательное нагружение (в т.ч. предварительную обтяжку якорных линий). Конструктивная прочность якорей и якорных связей, а также держащая сила якорей должны быть подтверждены расчетами.

Конструкция якорной системы должна обеспечивать, чтобы не были превышены допустимые пределы напряжений, перемещений и усталостных характеристик в якоре, а также характеристики циклической деградации окружающего грунта в ходе и после монтажа. Проектная документация по якорной системе должна включать положения по обследованию и техобслуживанию элементов, размещенных на поверхности дна и выше.

Ряд проектных и монтажных аспектов для забивных свай, вакуумных (засасывающихся) свай, плужных якорей, а также гравитационных заглубляемых в грунт якорей, все из которых способны противостоять вертикальным силам, рассматривается в А.11.5-А.11.7. Эти аспекты включают оценку, монтаж и испытания на предельную держащую способность якоря.

Некоторые технологические аспекты расчета вакуумных свай, плужных якорей и гравитационных якорей, внедряемых в грунт, находятся в стадии разработки и продолжающегося усовершенствования. Специальные и подробные рекомендации приведены в настоящем приложении в той мере, насколько это возможно на момент подготовки стандарта. Также использованы общие положения для указания на то, что нужно учитывать некоторые конкретные аспекты, и приведены ссылки на источники с дополнительными рекомендациями.

А.11.2 Исследование грунта

Условия дна моря и грунта необходимо изучить применительно к предназначенной площадке с целью обеспечения надежности конструкции якорной системы. Подробная информация по оборудованию и процедурам для исследований морского грунта дана в ГОСТ Р 59996.

Рекомендуется провести высококачественную геофизическую съемку с высоким разрешением по всей площади проектируемого фундамента. В исследовании должны использоваться геофизическое оборудование и современные практики, которые соответствуют глубине моря на площадке проектирования с целью обеспечения съемки дна моря с высоким разрешением, а также получения подробного стратиграфического разреза до глубины, соответствующей границам зоны влияния фундамента. Исследование должно включать картирование и описание всех объектов на дне моря, а также заглубленных объектов, которые могут оказать влияние на работу фундамента. Соответствующее исследование должно быть направлено на получение реалистичной интерпретации геологических условий, чтобы по его результатам можно было оценить состав и объем работ последующих геологических исследований как по глубине, так и по площади (включая количество, глубину, местоположение инженерно-геологических скважин и/или испытаний по месту, как, например, CPTU-испытания коническим пенетрометром), и способствовать корректной интерпретации собранных геотехнических данных.

Полученные стратиграфические данные должны быть объединены с собранными позднее геотехническими данными или с существующими геотехническими данными (при их наличии) для оценки ограничений, которые идентифицированные геологические объекты накладывают на проектируемый фундамент, а также чтобы позволить осуществлять интерполяцию геологических данных и/или их экстраполяцию в случае перемещения местоположений якорей вследствие изменения длины связей и/или ориентаций, схемы обустройства месторождения, характеристик платформы и якорных связей.

Отбор проб, объем натурных испытаний и количество интервалов отбора по глубине разреза должны обеспечить надлежащую характеристику всех стратиграфических слоев. Минимальная вертикальная протяженность исследования площадки должна определяться предполагаемой зоной влияния воздействий, вызываемых якорями, и должна превышать предполагаемую расчетную глубину внедрения по крайней мере на диаметр якоря или на ширину лапы якоря. Если в расчетах вертикальной несущей способности учитывается фактор ОНС для наконечника вакуумной анкерной сваи, то более подходящей будет характеристика грунта ниже расчетной глубины внедрения до трех диаметров для вакуумных свай или до значения трехкратной ширины лапы для плужных якорей. Важно обеспечить отсутствие высокопроницаемых слоев в зоне, где предполагается задействование ОНС, особенно если якорю предстоит выдерживать длительные воздействия сил, как, например, силы от воздействия кольцевых течений (характерных для Мексиканского залива).

Содержание и объем глубоководных исследований грунта площадки всегда должны увязываться с условиями конкретного проекта. Если для площадки отсутствуют предшествующий опыт и ранее полученные данные, то минимальный объем исследований должен включать по крайней мере одну инженерно-геологическую скважину с чередующимся отбором проб и CPTU-испытание для каждого кластера планируемого размещения якорей. Следует рассмотреть увеличение числа точек исследований грунта, если в скважинах, относящихся к площадкам размещения разных элементов системы заякорения, наблюдается большая изменчивость от скважины к скважине в вертикальном и/или горизонтальном направлении. Однако, если уже имеются высококачественные геотехнические данные поблизости от элементов системы заякорения и по площади фундамента наблюдаются небольшие вариации свойств грунта, или если имеется обширный опыт в части применения выбранной концепции на площади, то вышеуказанные рекомендации могут быть соответствующим образом модифицированы.

А.11.3 Типы якорей

А.11.3.1 Якоря, заглубляемые в грунт волочением

Первоначально традиционные якоря, заглубляемые в грунт волочением (рисунок А.17), использовались для систем заякорения временного типа (например, для мобильных буровых установок). Технология заякорения с заглублением в грунт посредством волочения якоря значительно усовершенствовалась в последнее время. Проектирование и испытания показывают, что новое поколение волочильных якорей с неподвижными лапами создает высокую держащую способность даже в условиях мягких грунтов. Высокоэффективный якорь, заглубляемый в грунт волочением, в целом считается привлекательным вариантом для устройства системы заякорения, поскольку его легко установить и он доказал свою надежность. Якорная секция связи может быть предварительно смонтирована и испытана перед установкой плавучего сооружения.

А.11.3.2 Забивные анкерные сваи

Сопротивление забивной анкерной сваи выдергиванию и горизонтальной нагрузке является функцией размера сваи, характера установки и нагружения сваи, а также типа, жесткости и прочности грунта вблизи сваи. Горизонтальная несущая способность может значительно увеличиваться за счет добавления специальных элементов, таких как юбки или уширенные оголовки наверху. Забивные анкерные сваи могут быть сконструированы таким образом, чтобы обладать значительным боковым и вертикальным сопротивлением и оставаться устойчивыми на протяжении длительного времени.

Виброзабивка [186], забивка с подмывом ([210], [211]), применение буронабивной и цементировочной технологий могут рассматриваться при установке анкерных свай. Тем не менее нарушение грунта в ходе виброзабивки, забивки с подмывом или при бурении должно быть учтено при проектировании, а несущая способность сваи должна быть дополнительно обоснована.


a) Детальный вид - наклон веретена якоря 50° для условий слабых илистых грунтов	b) Детальный вид - наклон веретена якоря 30° для условий песчаного дна

c) Общий вид якоря

1 - ограничитель лапы; 2 - коробка (прилив для разворота лап якоря); 3 - проушина пятки; 4 - пятка; 5 - шток; 6 - веретено; 7 - скоба якоря; 8 - лапа

Рисунок А.17 - Традиционный якорь, заглубляемый в грунт волочением

А.11.3.3 Вакуумные (засасывающиеся) анкерные сваи

Вакуумные анкерные сваи (другое название - сваи кессонного типа) могут использоваться для больших глубоководных систем заякорения и могут конструироваться для очень высокого уровня натяжения связей. Они обычно представляют высокие стальные цилиндрические сооружения с/без внутренних систем жесткости. Цилиндрический блок открыт внизу и закрыт в верхней части (см. рисунок А.18). Вакуумная анкерная свая устанавливается путем спуска ее в грунт на глубину внедрения под собственным весом (т.е. внедрение за счет веса сваи в воде). Оставшаяся часть необходимой величины внедрения достигается путем откачки уловленной воды из внутренней части сваи. Создаваемый таким образом перепад давления (обычно называемый "разряжение" или "засасывание") приводит к возникновению дополнительной "движущей" силы вертикального направления, которая задавливает сваю в грунт. По мере увеличения внедрения необходимая сила задавливания в общем случае увеличивается, что приводит к необходимости постепенного роста перепада давления при монтаже.

После достижения расчетного внедрения выпускное отверстие для воды закрывается, позволяя вакуумной анкерной свае достичь значительной способности выдерживать горизонтальные силы, вертикальные подъемные силы, моменты, а также их сочетания.

Для вакуумных анкерных свай, заглубленных в глину, с закрытым выпускным отверстием способность противостоять натяжению связей определяется недренированным сопротивлением сдвигу грунта вблизи корпуса якоря и под ним. Несущая способность зависит от глубины внедрения, диаметра анкера, сопротивления сдвигу глины, сопротивления сдвигу на поверхности раздела "глина - стенка анкера", наклона связи и местоположения точки крепления связи. В случае, когда верхняя часть сваи оставлена открытой или извлечена, а также при анализе долговременных эффектов действия вертикальной компоненты нагрузки возможный механизм разрушения по схеме выдергивания анкерной сваи следует рассмотреть в виде отдельной расчетной ситуации.

1 - проушина (якорная скоба); 2 - верхняя крышка анкерной сваи с монтажными элементами, вентиляционными люками; аноды

Рисунок А.18 - Вакуумная анкерная свая

Держащая способность якоря в общем случае выше, если при установке реализуются мероприятия, не позволяющие анкерной свае отклоняться от вертикали. Чтобы не допустить наклона, точка крепления связи может быть опущена с верхней части анкера до точки на стенке анкера на оптимальной глубине ниже дна моря. Местоположение оптимальной точки крепления связи зависит от профиля сопротивления сдвигу, сопротивление сдвигу на поверхности раздела глины и стенки анкера, наклона связи, веса анкера в воде, отношения глубины к диаметру якоря. Оптимальное местоположение обычно составляет от двух третей до трех четвертых длины анкерной сваи вниз от дна моря.

Поскольку вакуумные анкеры являются сооружениями более мелкого заложения по сравнению с забивными сваями, то инженерно-геологические скважины не нужны, но требуются более подробные данные о грунтах на меньших глубинах, чем для забивных свай. Вакуумные анкеры в основном используются в связных глинах. Внедрение засасыванием через песок или зернистые слои возможно, однако при разработке конструкции вакуумного анкера особенности соответствующих грунтовых характеристик должны быть учтены в явном виде ([263], [264]). Внедрение сквозь несвязный зернистый грунт требует специального рассмотрения (в настоящем стандарте соответствующие рекомендации отсутствуют).

Отношение длины вакуумного анкера к его диаметру может варьироваться от 2:1 для жесткой глины до 7:1 для очень мягкой глины. Вакуумные анкеры часто конструируются с большим значением отношения глубины к диаметру при установке в мягких глинах, поскольку в верхней части разреза с мягкими глинистыми отложениями не удается обеспечить требуемые характеристики несущей способности грунта и поверхностного трения.

Вакуумный кессон представляет собой засасывающийся анкер относительно малой протяженности по высоте и конструктивно предназначенный для внедрения на небольшую глубину Вес в воде вакуумного кессона может составлять большую часть вертикальной держащей способности анкера. Многоячейковые бетонные сооружения с большой площадью основания и небольшой величиной внедрения юбки служат примером вакуумного кессона (см. рисунок А.19 и [265]). Вертикальная несущая способность включает в себя, в основном, собственный вес плюс, возможно, некоторый вклад трения по боковой поверхности и присоса под основанием. Горизонтальное сопротивление порождается внедрением юбки и трением на контакте между слоями грунта, подвергающимися сдвигу.

1 - поверхность дна моря; 2 - отсыпка; 3 - узел крепления натяжной связи; 4 - натяжная связь; 5 - парапетная стенка; 6 - ребра жесткости (балки); 7 - юбка анкера; 8 - проушина для натяжения

Рисунок А.19 - Кессон вакуумного типа

А.11.3.4 Плужные якоря

А.11.3.4.1 Общие положения

Плужные якоря первоначально использовались ВМФ США для заякорения якорных бочек для флота. Они устанавливаются с глубоким внедрением в морское дно, где в целом более высокая прочность грунта позволяет использовать сравнительно небольшие плужные якоря для высоких значений усилий в якорных линиях. Плужные якоря обычно имеют большую вертикальную держащую способность. Это позволяет использовать системы крепления на натянутых якорных линиях, когда якорные канаты могут пересекать поверхность дна моря со значительным наклоном. Плужные якоря можно подразделить на две основные категории: заглубляемые в грунт волочением и вертикального внедрения.

А.11.3.4.2 Плужные якоря, заглубляемые в грунт волочением

Заглубляемые в грунт волочением плужные якоря внедряются на большую глубину по схеме, аналогичной традиционным волочильным якорям. В ходе установки якорь сначала помещается на дно моря, и по мере того, как якорь протаскивается вдоль поверхности дна моря, он врезается в грунт Сначала якорь входит в грунт примерно параллельно лапе, но постепенно разворачивается, пока не достигает целевой глубины. В момент окончательного заглубления лапа якоря ориентируется таким образом, что становится почти перпендикулярной к якорной линии и тем самым вектору приложенной нагрузки (процедура может быть условно названа "закреплением" или "фиксацией" якоря), обеспечивая высокую горизонтальную и/или вертикальную держащую способность в зависимости от ориентации связи.

Такие заглубляемые в грунт волочением плужные якоря часто называют якорями вертикальной нагрузки (по типу "VLA"). В морской отрасли наиболее распространены два вида VLA-якорей: по типу "Stevmanta" [266] и "DENNLA" [267]. Якорь по типу "Stevmanta" использует специальную систему изменения длины рабочих тросов с помощью срезного штифта, что обеспечивает переход из монтажной конфигурации в рабочую, сопровождающийся изменением ориентации плоскости плужного якоря, в то время как якорь по типу "DENNLA" использует для перехода в рабочее положение веретено с шарнирным креплением (рисунок А.20).

А.11.3.4.3 Плужные якоря вертикального внедрения

Вертикальное внедрение плужных якорей может достигаться за счет эффекта засасывания, методом забивки ударными или вибрационными молотами, путем задавливания за счет пиротехнического заряда или с помощью гидравлических устройств.

Плужные якоря вакуумного типа используются обычно для устройства основной системы заякорения. В качестве примера для установки плужного якоря типа "SEPLA" используется так называемый ведомый элемент кессонного типа, который в общем представляет собой многоразовую засасывающуюся сваю, в наконечнике которой имеется отверстие для вставки плужного якоря. Ведомый элемент извлекается из грунта за счет реверсирования насосного действия после того, как плужный якорь достигает расчетной глубины, и может далее использоваться для установки других плужный якорей (рисунок А.21). В концепции SEPLA лапа плужного якоря заглубляется в вертикальном положении и в процессе фиксации достигается требуемый угол установки лапы за счет натяжения якорной линии [268].

А.11.3.5 Гравитационные якоря

Гравитационный якорь - один из типичных видов "мертвых" якорей, обычно состоит из бетонных или стальных блоков, металлического лома или других материалов высокой плотности. Величина внедрения под собственным весом, а также вертикальная держащая способность зависят от веса якоря в воде. Горизонтальная несущая способность определяется трением между якорем и грунтом, а также сопротивлением сдвигу грунта под якорем. Гравитационные якоря могут использоваться для систем заякорения небольшой мощности и, как правило, не используются для больших глубоководных систем.


a) Якорь "Dennla Mk4"	b) Якорь "Stevrnanta"

1 - нормальный (или близкий к нормальному) режим нагружения; 2 - режим установки

Примечание - Вышеуказанные якоря являются коммерческим продуктом. Информация о них дается для удобства пользователей настоящего стандарта и не является свидетельством со стороны ИСО в пользу этих продуктов.

Рисунок А.20 - Плужные якоря, внедряемые в грунт волочением (по типу "VLA")


a) Схема плужного якоря	b) Установка плужного якоря

1 - якорная линия; 2 - установочная цепь; 3 - ведомый элемент вакуумного типа; 4 - вспомогательные канаты для извлечения ведомого элемента; 5 - башмак подводного коннектора; 6 - якорь типа "SEPLA"; 7 - извлечение ведомого элемента; 8 - стыковка подводного коннектора; 9 - натяжение якорной линии; 10 - фиксация плужного якоря

Примечание - Представленный якорь является коммерческим продуктом. Информация о нем дается для удобства пользователей настоящего стандарта и не является свидетельством со стороны ИСО в пользу этого продукта.

Рисунок А.21 - Плужный якорь вертикальной установки типа "SEPLA"

А.11.3.6 Гравитационные заглубляемые (свободнопадающие) якоря

Гравитационные заглубляемые в грунт якоря обычно имеют форму стальной торпеды, внедряются в морское дно за счет свободного падения и используются в качестве решения по заякорению в мягких глинистых грунтах. Якоря опускаются посредством монтажного троса на заданную высоту над поверхностью морского дна и внедряются на целевую глубину в донный грунт за счет кинетической энергии, полученной при свободном падении (рисунок А.22 и [269]-[271]).


a) Принцип установки	b) "Свая-торпеда" [269]

c) Якорь по типу "OMNI-Max" [270]	d) Якорь глубокого внедрения [271]

1 - монтажный трос; 2 - механизм сброса; 3 - цепь рабочего каната; 4 - якорная линия постоянной системы заякорения; 5 - якорь; 6 - высота сбрасывания; 7 - морское дно; 8 - глубина внедрения

Рисунок А.22 - Гравитационные заглубляемые в грунт свободнопадающие якоря

Гравитационные заглубляемые в грунт якоря получают значительную горизонтальную и наклонную держащую способность за счет бокового сопротивления грунта на достаточно широких стабилизаторах, а также трения вдоль поверхности раздела "грунт - стальной корпус" якоря.

А.11.4 Геотехнические расчеты для случая волочильных якорей

А.11.4.1 Общие положения

Рекомендуемые коэффициенты безопасности для держащей способности якорей приведены в ГОСТ Р 58773-2019 (таблица 6).

В случае якорной системы удержания для плавучих сооружений расчетные коэффициенты безопасности для заглубляемых в грунт якорей следует принимать на существенно более низком уровне по сравнению с якорными линиями при расчете последних на растяжение. Это объясняется тем, что якорь должен иметь возможность начать смещаться в грунте до того, как произойдет обрыв якорной линии. Проектирование системы удержания следует осуществлять таким образом, чтобы смещение якоря, к которому крепятся наиболее нагруженные якорные линии, приводило к благоприятному перераспределению усилий в натянутых якорных линиях. Предполагается, что реализация такого подхода обеспечивает целостность якорной системы удержания в расчетных ситуациях при воздействиях внешней среды, превышающих нагрузки, соответствующие предельному состоянию первой группы (ULS).

Оценка держащей способности якорей, заглубляемых в грунт, рассматривается в настоящем стандарте и в [272].

Держащая способность якоря, заглубляемого в грунт, в конкретных геологических условиях определяется как максимальное значение сопротивления грунта протаскиванию якоря при стационарном горизонтально приложенном к якорю усилии, при котором обеспечивается его непрерывное протаскивание в грунте. В указанное усилие включается сопротивление участков цепи или троса, заглубленных в грунт вместе с якорем, но исключается трение цепи или троса по поверхности дна моря.

Держащая способность заглубляемого якоря является функцией нескольких факторов, включая:

- тип якоря: площадь лапы, угол установки лапы, вес якоря, приливы для разворота лап якоря, стабилизаторы и т.п. На рисунке А.23 показаны заглубляемые в грунт якоря, широко используемые в морской отрасли;

- поведение якоря при внедрении: открывание лап, внедрение лап, глубина заглубления якоря, устойчивость якоря при протаскивании, поведение слоя грунта над лапами и т.п.

Более того, для достижения полного заглубления якоря и предельной держащей способности может потребоваться большая длина волочения/протаскивания. Это может быть приемлемо для заякорения буровой установки при наличии большого свободного пространства для совершения маневров, но неприемлемо для площадки морского промысла, где на дне моря размещено по крайней мере несколько относительно близко расположенных подводных объектов.

Из-за изменчивости указанных факторов прогноз держащей способности заглубляемого в грунт якоря затруднен. Точное значение держащей способности якоря может быть определено только после его установки и испытания.

Для оценки держащей способности планируемого к использованию якоря необходимо получить его характеристики, а также данные по грунтовым условиям. При отсутствии достоверных характеристик якоря можно воспользоваться графиками на рисунках А.25 и А.26 для оценки держащей способности заглубляемых в грунт якорей, которые обычно используются для заякорения судов, принимая во внимание, что кривые держащей способности на рисунках А.25 и А.26 не учитывают расчетный коэффициент безопасности.

Рисунки А.25 и А.26 заимствованы из [229], за исключением того, что кривые держащей способности якорей типа "Moorfast" (или "Offdrill II") и "Stevpris" обновлены с учетом результатов модельных и полевых испытаний, а также практического опыта. Расчетные кривые, представленные на рисунках А.25 и А.26, представляют в общем нижние граничные значения данных по испытаниям. Испытания, использованные для построения кривых, были проведены на ограниченном числе площадок. В результате кривые используются для общих типов грунтов, таких как мягкая глина (т.е. нормально уплотненная глина с недренированным сопротивлением сдвигу, повышающимся монотонно с глубиной) и песок.

Недавние исследования показывают, однако, что несколько параметров, как, например, профиль прочности грунта, тип якорной смычки (тросовый канат или цепь), циклические воздействия и временной фактор (время, прошедшее с момента монтажа якоря), могут значительно влиять на характеристики якоря в мягкой глине. Некоторые высокоэффективные якоря продемонстрировали значительное сопротивление вертикальным воздействиям в мягкой глине. Более того, имеются новые версии высокоэффективных якорей, не показанных на рисунках А.25 и А.26.

Так как на рисунках А.25 и А.26 приведены только оценки несущей способности якоря, необходимы более подробные расчеты, если неконтролируемое волочение якоря является неприемлемым в условиях загроможденных подводных площадок, где это может вызвать повреждение существующих подводных объектов. Если по каким-либо причинам невозможно приложить усилие обтяжки, необходимое для полного недопущения протаскивания якоря в будущем, в проектной документации следует продемонстрировать, что возможное протаскивание якоря в будущем при расчетных нагрузках не распространится на существующие подводные объекты на участке.


a) Stevpris Mk. 5	b) Stevpris Mk. 6	c) Stevshark Mk. 5	d) Bruce FFTS Mk.4

e) Bruce FFTS РМ	f) Navmoor	g) Stato	h) Moorfast Offdrill II

i) LWT	j) Stockless (без штока)	k) Danforth/GS (тип 2)	l) Bruce, TS

m) Bruce (литой)	n) Boss	o) Stevdig	p) Stevmud

q) Stevfix	r) Hook	s) Flipper delta

Примечание - Перечисленные якоря являются коммерческим продуктом. Информация о них дается для удобства пользователей настоящего стандарта и не является свидетельством со стороны ИСО в пользу этих продуктов

Рисунок А.23 - Якоря, заглубляемые в грунт волочением (приведены коммерческие названия)

А.11.4.2 Влияние градиента прочности на сдвиг в глинах

Данные испытаний в центрифуге, а также результаты аналитических исследований с использованием инструмента прогноза характеристик откалиброванного якоря, заглубляемого в грунт волочением, показывают, что для глины существует более или менее близкая к линейной зависимость между держащей способностью якоря и градиентом сопротивления сдвигу [273]. Тем не менее могут иметь место значительные отклонения от этой линейной зависимости, когда в дополнение к наличию градиента сопротивления сдвигу в грунтовой толще наблюдается значительная изменчивость значений сопротивления сдвигу на поверхности дна и/или показателя чувствительности глины. В целом чувствительность держащей способности якоря в глине по отношению к значениям различных параметров резко увеличивается по мере приближения к предельной держащей способности якоря. Следует иметь в виду, что количественные показатели этой зависимости также варьируются в зависимости от типа и размера якоря.

Из-за сложности проблемы проектирования якорей, заглубляемых в грунт волочением, в качестве методической основы для расчетов следует использовать надежный, откалиброванный инструмент прогнозирования, учитывающий все значимые параметры.

А.11.4.3 Влияние типа якорной смычки на работу якоря в глине

Полевые испытания и аналитические исследования показывают, что в мягкой глине, когда якорная смычка представляет собой стальной трос, якорь может внедриться глубже и обеспечить значительно более высокую держащую способность, чем когда используется цепная якорная смычка. Для ограниченного числа исследованных вариантов якорь, соединенный со стальным тросом, обеспечивал на 15 %-40 % более высокую держащую способность, чем тот же якорь, соединенный с цепью. Это хорошо согласуется с результатами полномасштабных испытаний. Следует отметить, что исследования были ограничены высокоэффективными якорями в мягкой глине с достаточно постоянным градиентом сопротивления сдвигу. Побочный эффект заключается в том, что при установке якоря необходимое натяжение якорной линии достигается при меньшей длине волочения, если вместо цепи используется стальной трос.

А.11.4.4 Эффект циклического нагружения в глине

Циклическое нагружение влияет на статическое недренированное сопротивление сдвигу, s _u, двумя способами:

a) в ходе шторма время увеличения нагружения от среднего до пикового значения может составить 3-5 с (1/4 цикла растяжения частоты волны), по сравнению с 0,5-2 ч в статическом консолидированном недренированном испытании трехосного сжатия, и эта более высокая скорость нагружения приводит к увеличению недренированного сопротивления сдвигу и, как следствие, к увеличению держащей способности якоря;

b) в результате повторяющегося циклического нагружения в условиях шторма недренированное сопротивление сдвигу уменьшается, и эффект деградации увеличивается с увеличением коэффициента переуплотнения глины.

Значения циклического сопротивления сдвигу, используемые в геотехнических расчетах, в целом основываются на циклических лабораторных испытаниях с периодами обычно в диапазоне 1-10 с и поэтому учитывают оба указанных эффекта,

С дополнительной информацией о прогнозировании циклических эффектов нагружения можно ознакомиться в [272], [274], [275]. Дополнительные рекомендации по общим аспектам эффектов циклического нагружения якорей в глине представлены также в А.8.3.2.3.

А.11.4.5 Эффект "отдыха" грунта при установке якоря в глинистом грунте

Увеличение со временем после установки якоря сопротивления сдвигу грунта за счет тиксотропии может привести к значительному повышению держащей способности якоря через несколько часов или дней после установки (так называемый эффект "отдыха" грунта; см., например, результаты оценки прочностных характеристик грунта после временной остановки входе полевых испытаний якоря с использованием контрольно-измерительных средств в [276]). В течение последующих недель фактор "отдыха" грунта за счет тиксотропии постепенно увеличивается в сочетании с консолидацией грунта (вследствие рассеяния избыточного порового давления воды).

В общем случае якоря, заглубляемые в грунт, должны по указанной причине устанавливаться без остановок. Временное прерывание перед достижением предусмотренного натяжения якорной линии при установке может предотвратить дальнейшее внедрение якоря, если для возобновления операций после остановки нужно увеличенное натяжение, которое превышает имеющееся тяговое усилие установочного оборудования. В результате долговременная держащая способность якоря может оказаться не выше, чем достигнутая натяжением якорной линии на начальном этапе плюс увеличение за счет эффектов после установки (тиксотропии/консолидации и эффектов циклического нагружения). С другой стороны, после продолжения протаскивания якоря после временного перерыва этот эффект полностью исчезает.

В расчетной ситуации, в которой натяжение при установке якоря предназначено обеспечить удержание плавучего сооружения без протаскивания якоря, предполагаемые эффекты после установки ("отдых" грунта и циклическое нагружение) должны учитываться с соответствующими коэффициентами надежности. При этом также должен учитываться необходимый общий запас по несущей способности для определения расчетного натяжения, которое отвечает таким проектным требованиям. В этом случае эффект "отдыха" грунта может представлять значительный вклад в общую держащую способность якоря, который тем не менее следует учитывать в меньшей степени при глубинах внедрения якоря порядка 2,5 значения ширины лапы и менее и полностью исключать из рассмотрения, если глубина внедрения лапы еще существенно меньше (см. дальнейшее обсуждение в [272]).

А.11.4.6 Несущая способность в глине при нагрузке от наклонной связи

Для заглубляемых в грунт якорей с большой глубиной внедрения (более чем в 2-2,5 раза превышающей ширину лапы) допустимый угол наклона связи на дне моря при проверке предельного состояния первой группы (ULS) для расчетных ситуаций с неповрежденной системой заякорения или с отдельными повреждениями (критерий аварийного предельного состояния) может составлять до 20, если соответствующие расчеты установки якоря показывают, что угол наклона связи на уровне дна моря существенно меньше, чем угол наклона связи на уровне скобы якоря.

Не рекомендуется использовать высокие значения угла наклона связей на уровне морского дна при начальном неглубоком внедрении якоря, поскольку иначе полная глубина внедрения якоря может быть не обеспечена. После достижения глубины внедрения более 2-2,5 значения ширины лапы угол подъема связей на дне моря может быть постепенно увеличен. Этот аспект подробно обсуждается в [272].

Имеются веские основания использовать ненулевой угол наклона связи на уровне дна для якорей, заглубляемых волочением, которые достаточно глубоко внедряются в мягкую глину. В этой связи могут быть предложены следующие дополнительные рекомендации:

- угол наклона связи на уровне морского дна не рекомендуется учитывать при устройстве временных систем заякорения в случаях, когда грунтовые условия тщательно не исследованы или натяжение якоря при установке недостаточно для обеспечения глубокого внедрения якоря;

- максимально допустимый угол наклона связи на уровне дна следу

<< Назад		Приложение >> ДА (справочное). Сведения о соответствии номеров терминологических статей в национальном и использованном международном стандарте
	Содержание Национальный стандарт РФ ГОСТ Р 59995-2022 (ИСО 19901-4:2016) "Нефтяная и газовая промышленность. Сооружения нефтегазопромысловые...

Приложение А (справочное). Дополнительная информация и методические указания

Вы можете открыть актуальную версию документа прямо сейчас.