Технологія влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів будівель і споруд

Макодзеба, Ярослав Олександрович

Please use this identifier to cite or link to this item: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/6135

Title:	Технологія влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів будівель і споруд
Authors:	Пряник, Сергій Петрович Макодзеба, Ярослав Олександрович
Keywords:	надійність;зв’язні ґрунти;розчин;бетонна суміш;посилення;паля;функціонування фундаменту
Issue Date:	Dec-2023
Abstract:	Макодзеба Я.О. «Технологія влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів будівель і споруд». – Рукопис. Кваліфікаційна робота здобувача вищої освіти за спеціальністю 192 - Будівництво та цивільна інженерія. – Черкаський державний технологічний університет, Черкаси, 2023. Кваліфікаційна робота присвячена дослідженню та обґрунтуванню технології влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів будівель і споруд та аналізу методів розрахунку ін'єкційних паль. Проаналізовані результати дослідження торкаються галузі при використанні в зв’язних глинистих ґрунтах для забезпечення надійністі експлуатації у складі фундаментів будівель і споруд. Застосування таких технологій послугує вирішенню проблеми щодо економії матеріалів для підсилення фундаментів, збільшенню надійності виконаних робіт.
URI:	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/6135
Appears in Collections:	192 Будівництво та цивільна інженерія (Промислове і цивільне будівництво)

Files in This Item:

File	Description	Size	Format
Макодзеба Я О МГБ_204.pdf Restricted Access		1.57 MB	Adobe PDF	View/Open Request a copy

Show full item record

Extracted text

1

Міністерство освіти і науки України
Черкаський державний технологічний університет
Факультет технологій, будівництва та раціонального природокористування
Кафедра промислового та цивільного будівництва

«ДО ЗАХИСТУ ДОПУСТИТИ»
Завідувач кафедри ПЦБ_
Сергій ПРЯНИК

____________________________
’’____’’ _____________ 2023 р.

Пояснювальна записка
до кваліфікаційної роботи магістра

магістр
(освітній рівень)
на тему «Технологія влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних
глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів будівель і споруд»

Виконав: здобувач вищої освіти _2_ курсу, групи МГБ-204
спеціальності 192 - Будівництво та цивільна інженерія,
освітня програма «Промислове та цивільне будівництво»

_____________ __Макодзеба Я.О.
(підпис) (прізвище, ініціали)

Керівник кваліфікаційної роботи магістра
к.т.н., доцент Пряник С.П. _______ ________
(науковий ступінь, вчене звання,, прізвище, ініціали) (підпис)

Рецензент кваліфікаційної роботи магістра
______________________________________ _________
(посада, науковий ступінь, вчене звання, прізвище, ініціали) (підпис)

Черкаси 2023 р.
2

МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ УКРАЇНИ
ЧЕРКАСЬКИЙ ДЕРЖАВНИЙ ТЕХНОЛОГІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ
Факультет технологій, будівництва та раціонального природокористування
Кафедра промислового та цивільного будівництва
Освітній рівень магістерський
Спеціальність 192-Будівництво та цивільна інженерія
«ЗАТВЕРДЖУЮ»
Зав. кафедри, доцент
___________________Сергій ПРЯНИК

"_____" ________________ 2023 р.

ЗАВДАННЯ
НА КВАЛІФІКАЦІЙНУ РОБОТУ МАГІСТРА ЗДОБУВАЧУ ВИЩОЇ ОСВІТИ
__________Макодзеба Ярослав Олександрович _________
(прізвище, ім’я, по батькові )

1. Тема «Технологія влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах
при посиленні фундаментів будівель і споруд»___________________________
(назва теми)
керівник ________________Пряник Сергій Петрович, к. т. н, доцент_____
(прізвище, ім’я, по батькові, науковий ступінь, вчене звання)
затверджена наказом по університету від " 04 " __10___2023 р. №263/04__
2. Строк подання здобувачем вищої освіти роботи " ____" _________ 202 р.
3. Вихідні дані до роботи______________________________________________________
4. Зміст і календарний план
Розділи Строк виконання
Вступ 02.10.2023
Розділ 1. Стан питання технологій влаштування паль методом 26.10.2023
ін'єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів
будівель і споруд
Розділ 2. Аналіз методу визначення зусилля вдавлювання ін'єктора паль, 20.11.2023
що виготовляють ін’єктуванням матеріалів
Розділ 3. Аналіз методів визначення несучої здатності ін'єкційних паль у 18.12.2023
зв’язних глинистих ґрунтах
Розділ 4. Аналіз підвищення ефективності способів влаштування 08.01.2024
ін'єкційних паль у зв’язних глинистих ґрунтах та результативність
досліджень
Висновки 11.01.2024
Виготовлення ілюстративного матеріалу 15.01.2024
Оформлення роботи 22.01.2024
Попередній захист роботи 25.01.2024

Дата видачі завдання "_02_ " _10___2023 р.

Здобувач вищої освіти ___________ ___Макодзеба Я.О.
(підпис) (прізвище та ініціали )

Керівник ___________ _Пряник С.П.
(підпис) (прізвище та ініціали )
3

ЗМІСТ Стор.

РОЗДІЛ 1. СТАН ПИТАННЯ ТЕХНОЛОГІЙ ВЛАШТУВАННЯ
ПАЛЬ МЕТОДОМ ІН'ЄКТУВАННЯ В ЗВ’ЯЗНИХ ГЛИНИСТИХ
ГРУНТАХ ПРИ ПОСИЛЕННІ ФУНДАМЕНТІВ БУДІВЕЛЬ І 11
СПОРУД…………………………………………………………………..
1.1 Особливості композиційної побудови матеріалів для ін’єкційних
паль………………………………………………………………………… 11
1.2 Способи влаштування ін'єкційних паль …………………………….. 14
1.3 Існуючі підходи до конструювання та розрахунку ін'єкційних
паль…………………………………………………………………………. 19
Висновки за розділом 1…………………………………………………… 35
РОЗДІЛ 2. АНАЛІЗ МЕТОДУ ВИЗНАЧЕННЯ ЗУСИЛЛЯ
ВДАВЛЮВАННЯ ІН'ЄКТОРА ПАЛЬ, ЩО ВИГОТОВЛЯЮТЬ
ІН’ЄКТУВАННЯМ МАТЕРІАЛІВ……………………………………….. 37
2.1 Обґрунтування методики до визначення зусилля вдавлювання
ін'єктора у зв’язний глинистий ґрунт..………………………………..… 37
2.2 Аналіз методу розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора в
зв’язний глинистий ґрунт …………………………………………….…… 40
2.3 Теоретичні дослідження технології вдавлювання ін'єктора в
глинистий ґрунт, зіставлення їх з результатами експериментів, аналіз
та узагальнення отриманих даних……………………………………… 49
Висновки за розділом 2 ………………………………………………… 56
РОЗДІЛ 3. АНАЛІЗ МЕТОДІВ ВИЗНАЧЕННЯ НЕСУЧОЇ
ЗДАТНОСТІ ІН'ЄКЦІЙНИХ ПАЛЬ У ЗВ’ЯЗНИХ ГЛИНИСТИХ
ГРУНТАХ…………………………………………………………………. 57
3.1 Оцінка процесу формування ін'єкційної палі у зв’язних глинистих
ґрунтах………………..………………………………………………….... 57
3.2 Використання методів розрахунку несучої здатності ін'єкційних
паль у зв’язних глинистих ґрунтах………………………………………. 58
3.3 Розрахунок несучої здатності ін'єкційних паль за результатами
статичного зондування ……………………………………….………...... 69
3.4 Аналіз та узагальнення при зіставленні результатів досліджень
несучої здатності ін'єкційних паль у зв’язних глинистих ґрунтах......... 75
Висновки за розділом 3 ………………………………………………….. 77
4

РОЗДІЛ 4. АНАЛІЗ ПІДВИЩЕННЯ ЕФЕКТИВНОСТІ СПОСОБІВ
ВЛАШТУВАННЯ ІН'ЄКЦІЙНИХ ПАЛЬ У ЗВ’ЯЗНИХ ГЛИНИСТИХ
ҐРУНТАХ ТА РЕЗУЛЬТАТИВНІСТЬ ДОСЛІДЖЕНЬ………..……….. 78
4.1 Застосування конструктивно-технологічних рішень ін'єкторів для
влаштування ін'єкційних паль…………………………………………… 78
4.2 Підвищення ефективності способу влаштування ін'єкційних паль у
зв’язних глинистих ґрунтах….…………………………………………... 82
4.3 Аналіз використання результатів досліджень при посиленні
фундаментів будівель, що реконструювалися…………………………… 83
4.4 Перспективи подальших досліджень щодо підвищенню
ефективності способів влаштування та проектування ін'єкційних паль
у зв’язних глинистих ґрунтах …………………………………….……… 86
Висновки за розділом 4 ……………………………………………….… 89
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ………………………………………………….. 90
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ………………………………… 92

5

Анотація
Макодзеба Я.О. «Технологія влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних
глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів будівель і споруд». – Рукопис.
Кваліфікаційна робота здобувача вищої освіти за спеціальністю 192 -
Будівництво та цивільна інженерія. – Черкаський державний технологічний
університет, Черкаси, 2023.
Кваліфікаційна робота присвячена дослідженню та обґрунтуванню
технології влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах
при посиленні фундаментів будівель і споруд та аналізу методів розрахунку
ін'єкційних паль. Проаналізовані результати дослідження торкаються галузі при
використанні в зв’язних глинистих ґрунтах для забезпечення надійністі
експлуатації у складі фундаментів будівель і споруд.
Застосування таких технологій послугує вирішенню проблеми щодо
економії матеріалів для підсилення фундаментів, збільшенню надійності
виконаних робіт.
Ключові слова: технологія, паля, ін’єктування, функціонування
фундаменту, посилення, бетонна суміш, розчин, зв’язні ґрунти, надійність,

6

ВСТУП
Актуальність теми. При реконструкції, відновленні будівель і споруд часто
доводиться вирішувати питання посилення фундаментів та зміцнення ґрунтів
основ. В останні роки все більшого поширення набуває спосіб посилення
фундаментів реконструйованих будівель у глинистих ґрунтах шляхом передачі
частини навантаження від будівлі на ін'єкційні палі, що пройшов апробацію та
впроваджено на ряді об'єктів. Під ін'єкційними розуміються палі, які формуються
у попередньо підготовлених свердловинах шляхом ін'єкції під тиском рухомої
бетонної суміші з подальшим обпресуванням системи «паля-ґрунт основа». На
даний час виконано цілу низку досліджень роботи ін'єкційних паль у глинистих
ґрунтах. Проте, питання взаємодії ін'єкційних паль для фундаментів будівель, що
реконструюються, на слабких глинистих ґрунтах та методи їх розрахунку
досліджені поки що недостатньо. Тому тема роботи є актуальною.
Ступінь розробленості теми досліджень.
В умовах реконструкції та відновлення будівель ін'єкційні палі влаштовуються,
як правило, у попередньо підготовлених свердловинах з подальшим їх
заповненням рухомою бетонною сумішшю під тиском. Свердловини можуть
виконуватися за допомогою вдавлювання або вгвинчування в ґрунт ін'єкторів
різної конструкції, які в подальшому вилучаються або виконують роль арматури.
Величина тиску нагнітання бетонної суміші в свердловини зазвичай змінюється
від 0,1 до 1,0 МПа. Для влаштування ін'єкційних паль застосовуються й інші
технології.
Тут і далі, під слабкими глинистими ґрунтами розуміються водонасичені
глинисті ґрунти (супіски, суглинки та глини) з коефіцієнтом водонасичення Sr
>0,8 та модулем загальної деформацій E ≤ 5 МПа.
У більшості випадків, при формуванні стовбура ін'єкційної палі відбувається
розширення початкового діаметра свердловини в радіальному напрямку під дією
тиску ін’єктуємої суміші. При розробці методів розрахунку розглядається
завдання вісесиметричного розширення свердловини в ґрунтовому середовищі.
Завдання про розширення циліндричної порожнини в ґрунті вперше було
розглянуто у 30-х роках ХХ - го сторіччя К. Терцаги, Б.П. Поповим, Ф. Кеглером
та ін.
Суттєвий розвиток вирішення задачі про розширення свердловини в радіальному
напрямку отримало в 60-х...80-х роках минулого століття. Роботи велися в
основному у двох напрямах: перше - визначення несучої здатності паль; друге -
оцінка результатів пресіометричних випробувань.
При розрахунку та конструюванні ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах
також враховуються особливості деформування таких ґрунтів. Для цього
7

використовуються теорії фільтраційної консолідації ґрунтів, повзучості,
пластичності та ін. Питаннями оцінки деформованості слабких глинистих ґрунтів
присвячені дослідження К. Терцаги, Д.Є. Польшина, Н.М. Герсєванова, Н.М.
Маслова, В.А. Флоріна, Н.А. Цитовича, М.Ю. Абелева, М. Біо, Л. Рендуліка,
Ю.К. Зарецького, А.Л. Голдіна, Л.В. Гореліка, П.Л. Іванова, М.В. Малишева, Р.А.
Мангушева, З.Г. Тер-Мартіросяна, А.Б. Пономарьова, В.М. Уліцького, А.Г.
Шашкіна, Н.П. Пузиревського, В.П. Диба, А.І. Осокіна, Б.Ф. Рельтова, С.А. Роза,
В.Н. Парамонова, Б.І. Далматова, І.І. Сахарова, С.А. Кудрявцева та багатьох
інших.
Один із способів влаштування ін'єкційних паль був розроблений (пат. №
2238366,), який пройшов апробацію і може використовуватися для посилення
фундаментів реконструйованих будівель у слабких глинистих ґрунтах. При
влаштуванні ін'єкційних паль за цим способом застосовують ін'єктори переважно
з перфорованих сталевих труб різного діаметра, що вдавлюються в ґрунт до
заданої позначки. В ін'єкторі передбачені розширення в рівні нижнього кінця, а
також за його довжиною (частіше на межах зон перфорації). Розширення по
довжині ствола ін'єктора виконується у вигляді сталевих плоских кілець більшого
діаметра. Поширення в нижньому рівні кінця ін’єктора - у вигляді плоского
сталевого диска зі сталевими пластинами. Особливість розглянутої конструкції
ін'єктора полягає в тому, що при його вдавлюванні в глинистий ґрунт між
ін'єкторною трубою та стінкою свердловини утворюється повітряний зазор, що
згодом заповнюється бетоном. Встановлено, що наявність повітряного зазору
призводить до зниження, а в ряді випадків до повного усунення сил тертя на
бічній поверхні ін'єктора в процесі його занурення і знижує зусилля вдавлювання
в 1,5 ... 4 рази (Пєтухов А.А., Шалгін Р.В. та ін., 2006…2010 рр.). В
опублікованих працях Пєтухова А.А. та Шалгінова Р.В. (2006…2010 рр.)
наводяться методи розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора та несучої
здатності ін'єкційних паль у глинистих ґрунтах (переважно, в супісках
пластичних, суглинках м'якопластичних). Проте, запропоновані методи не
враховують повною мірою як конструктивні особливості ін'єктора, так і
особливостей деформування слабких глинистих ґрунтів у процесі влаштування та
подальшої роботи ін'єкційних паль, що призводить до значних розбіжностей
розрахункових та експериментальних даних (розбіжності до ±35%). Крім того,
розроблені методи розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль дозволяють
використовувати матеріали статичного зондування ґрунтів.
Мета кваліфікаційної роботи магістра – обґрунтування та дослідження технології
влаштування паль методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при
посиленні фундаментів будівель і споруд та аналіз методів розрахунку
8

ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах, що забезпечують надійність їх
експлуатації у складі фундаментів будівель.
Завдання дослідження:
1. Дослідження досвіду застосування ін'єкційних паль у слабких глинистих
ґрунтах для посилення фундаментів будівель, що реконструюються.
2. Дослідження роботи ін'єкційних паль та технології влаштування у слабких
глинистих ґрунтах.
3. Аналіз методів розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора ін'єкційних паль у
слабкі глинисті ґрунти, що дозволяє підбирати вдавлююче обладнання для
занурення на задану глибину.
4. Обґрунтування методу розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль у
слабких глинистих ґрунтах з урахуванням технології їх влаштування.
5. Аналіз конструкцій ін'єктора та способу влаштування ін'єкційних паль у
слабких глинистих ґрунтах, що забезпечують якісне формування бетонного
стовбура палі.
Об'єкт дослідження – ін'єкційна паля, яка влаштовується в слабких глинистих
ґрунтах шляхом нагнітання під тиском рухомої бетонної суміші крізь ін'єктор у
попередньо підготовлену свердловину.
Предмет досліджень – взаємодія ін'єкційної палі зі слабким глинистим ґрунтом
основи на етапі її влаштування та роботи під навантаженням.
Наукова новизна досліджень:
1.В результаті зіставлення виконаних експериментальних досліджень та
існуючих аналітичних рішень встановлена залежність між зусиллям вдавлювання
ін'єктора Nвд і вертикальної складової сили граничного опору ґрунту Nu під
нижнім кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні.
2 В результаті аналізу даних експериментальних досліджень та чисельного
моделювання виявлено, що при влаштуванні ін'єкційної палі відбувається
покращення умов роботи слабкого глинистого ґрунту на її бічній поверхні, яке
обумовлене формуванням хвилеподібної (нерівної) поверхні стовбура палі та
утворенням цементно-ґрунтової сорочки на кордоні «паля-ґрунт» при
радіальному розширенні свердловини тиском бетонної суміші. Це дозволило
уточнити значення коефіцієнта умов роботи ґрунту γcf на бічній поверхні
ін'єкційної палі (у пластичних супісках та текучих γcf = 1,25; в суглинках
текучопластичних γcf = 1,05), що дає можливість використовувати для розрахунку
несучої здатності ін'єкційних паль характеристики ґрунтів, що відповідають
природним значенням.
3 Проаналізовано метод розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль Fd у
слабких глинистих ґрунтах, що дозволяє використовувати дані про опір ґрунту
вдавлюванню ін'єктора qвд шляхом введення перехідного коефіцієнта γcR між qвд і
9

розрахунковим опором ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі Rнк. Виявлено,
що при значеннях qвд менше 3500 кПа (що характерно для слабких глинистих
ґрунтів) коефіцієнт γcR змінюється від 0,75 до 1,0.
4 Обґрунтовано можливість використання результатів статичного зондування
ґрунтів для визначення несучої здатності ін'єкційних паль. Встановлено, що
несуча здатність ін'єкційних паль за результатами статичного зондування, менше
фактичної (до 16%). Це пояснюється поліпшенням умов роботи ґрунту на бічній
поверхні ін'єкційних паль при розширенні свердловини. Проаналізовано метод
розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль за результатами статичного
зондування шляхом введення коефіцієнтів умов роботи γcf.
Теоретична значимість роботи полягає в наступному: проаналізована та
встановлена залежність між зусиллям вдавлювання ін'єктора і силою граничного
опору ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні;
проаналізовано метод розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора ін'єкційної палі
у слабкі глинисті ґрунти; досліджено метод розрахунку несучої здатності
ін'єкційної палі у слабких глинистих ґрунтах, що дозволяє використовувати як
матеріали статичного зондування, так і зусилля вдавлювання (опір ґрунту
вдавлюванню) ін'єктора в ґрунт.
Практичне значення роботи полягає в отриманні результатів, що дозволяють
виконати розрахунок та конструювання ін'єкційних паль у слабких глинистих
ґрунтах, включаючи підбір необхідного обладнання для вдавлювання ін'єкторів; в
обґрунтуванні можливості використання результатів статичного зондування
слабких глинистих ґрунтів для визначення несучої здатності ін'єкційних паль; в
обґрунтуванні можливості використання зусилля вдавлювання (опір ґрунту
вдавлюванню) ін'єкторів для операційного контролю несучої здатності
ін'єкційних паль у процесі їх влаштування; в розробці конструктивного рішення
ін'єктора ін'єкційної палі, що дозволяє застосовувати для влаштування
ін'єкційних паль бетонні суміші з крупністю заповнювача до 20...40 мм; у аналізі
застосування способу влаштування ін'єкційної палі в слабких глинистих ґрунтах,
що дозволяє вести бетонування знизу вгору через бетонолітний рукав.

Методологія та методи досліджень:
Вивчення наявних у науковій літературі даних щодо влаштування та
роботи ін'єкційних паль у глинистих ґрунтах для умов реконструкції будівель та
споруд. Аналіз існуючих нормативах методик інженерних методів розрахунку
паль, що влаштовуються за подібними технологіями.
Дослідження влаштування та функціонування ін'єкційних паль в слабких
глинистих ґрунтах; узагальнення та аналіз отриманих даних. Чисельне
моделювання роботи ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах.
10

Зіставлення результатів теоретичних досліджень з даними, отриманими під час
проведення експериментальних досліджень інших вчених, а також чисельного
моделювання. Аналіз результатів досліджень під час посилення фундаментів
реконструйованих будівель.
Ступінь достовірності роботи. Достовірність сформульованих наукових
положень та висновків забезпечена зіставленням результатів теоретичних
досліджень із результатами аналізу експериментів.
Структура та обсяг роботи. Складається з вступу, чотирьох розділів, висновків,
списку літератури та додатків. Загальний об'єм роботи складає 96 сторінок.
Список використаних джерел містить 56 найменувань.

11

РОЗДІЛ 1. СТАН ПИТАННЯ ТЕХНОЛОГІЙ ВЛАШТУВАННЯ ПАЛЬ
МЕТОДОМ ІН'ЄКТУВАННЯ В ЗВ’ЯЗНИХ ГЛИНИСТИХ ГРУНТАХ ПРИ
ПОСИЛЕННІ ФУНДАМЕНТІВ БУДІВЕЛЬ І СПОРУД

1.1. Особливості композиційної побудови матеріалів для ін’єкційних паль
З урахуванням відомої класифікації композиційних матеріалів, будівельні
розчини можна представити як гетерогенні матеріали, що складаються з матриці
(розчинової частини) та включень (дрібних заповнювачів).
Між в’яжучою речовиною та заповнювачами можливі фізико-хімічні та
фізико-механічні взаємодії з утворенням поверхні розподілу. Фізико-технічні
характеристики цих матеріалів визначаються не тільки властивостями
компонентів, що входять до їхнього складу, але й ефективністю виявлення
адитивного та синергетичного ефектів. Для компонентів, що входять до складу
розчинів, величина адитивного ефекту залежить від їхньої кількості (в усьому
об’ємі композита), а виявлення синергетичного ефекту – від різниці внутрішньої
поверхні їх на границі фаз, де виникають ці ефекти.
При збільшенні розміру заповнювача (великий об’єм та мала поверхня)
його вплив на властивості композиційного матеріалу носить переважно
адитивний характер, а при використанні мікронаповнювача (малий об’єм та
велика поверхня) переважає синергетичний.
Як мікронаповнювачі зазвичай застосовують речовини, що здатні вступати
у взаємодію з продуктами гідратації в’яжучих матеріалів, причому вони не тільки
заповнюють пустоти (порожнини) між зернами дрібного заповнювача, але й
розсувають зерна цементу, що підлягає гідратації. Зерна мікронаповнювача
створюють поверхню, на якій можуть розташовуватись гідратні новоутворення
високої дисперсності. Вони сприяють зростанню кристалів гідратних
новоутворень та їхньому ущільненню. Мікронаповнювачі перешкоджають
утворенню щільних гідратних оболонок на зернах в’яжучої речовини, за рахунок
чого вони здатні бути підкладкою для гідратів, що синтезуються. Часто може
відбуватись взаємодія між мікронаповнювачами та продуктами гідратації
в’яжучого матеріалу, що обумовлено хімічним спорідненням і подібністю
параметрів кристалічної ґратки, за рахунок чого можна отримати матеріал із
поліфункціональними властивостями.
Таким чином, наповнювачі різної дисперсності відіграють активну роль у
структуроутворенні як розчинової суміші, так і будівельного розчину.
12

Відсутність крупного заповнювача надає будівельним розчинам деяких
специфічних особливостей порівняно з бетонами, наприклад підвищену
пластичність розчинової суміші, що дозволяє укладати її без спеціального
(механічного) ущільнення. Отримання будівельного розчину із заданими
властивостями можливе за рахунок регулювання його складу та структури.
Причому, обираючи вид в’яжучої речовини (повітряного чи гідравлічного
твердіння) у вигляді гіпсу, вапна, портландцементу та спеціальних цементів, а
також вид та гранулометричний склад дрібного заповнювача, можна отримати
будівельні розчини різної структури (щільної чи пористої), а тому й різного
призначення.
Формування щільної структури будівельного розчину досягається шляхом
застосування щільного дрібного заповнювача та мікронаповнювача оптимального
гранулометричного складу з мінімальною витратою в’яжучої речовини.
Вибір виду та встановлення оптимального співвідношення компонентів у
складі розчинової суміші впливає на її однорідність, а тому й на її здатність до
розшаровування.
Використання сухих сумішей відкриває нові можливості отримання
високоякісних будівельних розчинів, причому підвищення експлуатаційних
властивостей досягається не тільки за рахунок проявлення адитивного ефекту,
але й в результаті посилення синергетичного ефекту при застосуванні спеціально
підібраних багатокомпонентних систем.
За ДСТУ будівельні розчини класифікують за призначенням, середньою
густиною та видом в’яжучої речовини.
За призначенням будівельні розчини поділяють на розчини для кам’яних кладок,
монтажу будівельних конструкцій; облицювальних і штукатурних робіт та
спеціальні (акустичні, теплоізоляційні, радіаційнозахисні, хімічно стійкі,
жаростійкі, тампонажні тощо).
За густиною в сухому стані розчини поділяють на важкі з середньою густиною
3 3
1500 кг/м і більше та легкі, що мають середню густину менше 1500 кг/м .
За видом в’яжучої речовини будівельні розчини поділяють на прості, із
використанням одного виду в’яжучої речовини (цементні, вапняні, гіпсові тощо)
та складні – на базі змішаних в’яжучих речовин (цементно-вапняні, вапняно-
зольні, вапняно-гіпсові тощо).
Основними властивостями розчинової суміші є рухомість, середня густина,
водоутримувальна здатність, водовідділення та розшаровуваність (ДСТУ Б В.2.7-
114-2002).
13

Рухомість розчинової суміші – здатність розтікатись під впливом власної
маси або прикладених до неї зовнішніх сил; вона характеризується глибиною
занурення стандартного конуса в розчинову суміш протягом визначеного часу. За
рухомістю розчинові суміші поділяють на марки.
Водоутримувальна здатність оцінюється за втратами маси розчинової
суміші товщиною 12 мм, що укладена на 10 аркушів фільтрувального паперу і
(якщо визначається в лабораторних умовах) має бути не менше 90% взимку та
95% влітку. Водоутримувальна здатність розчинової суміші, що визначається на
місці проведення робіт, повинна бути не менше 75% від значення, встановленого
у лабораторних умовах.
Розшаровуваність розчинової суміші визначають порівнянням маси
заповнювача у нижній та верхній частинах щойно відформованого ущільненого
зразка. Розшаровуваність розчинової суміші має бути не більше 10%. Додатково
(залежно від вимог) визначають життєздатність, термін придатності розчинової
суміші, умовну в’язкість, покривність та інші властивості розчинової суміші.
Оцінка властивостей отриманого штучного каменю на основі затверділого
будівельного розчину здійснюється за такими показниками: середня густина,
міцність при стиску, розтяг при розколюванні, розтяг при згині, усадка, середня
густина, вологість, водопоглинання та морозостійкість. Обов’язковим для усіх
видів розчинів є визначення міцності при стиску, інші властивості визначають у
випадках, які передбачені проектом.
Міцність при стиску будівельного розчину визначають у термін,
встановлений стандартом на даний вид розчину. Встановлені такі марки: М4,
М10, М25, М50, М75, М150, М200.
Спеціальні розчини – це розчини для заповнення швів, ін’єкційні,
гідроізоляційні, тампонажні, акустичні й рентгенозахисні.
Розчини для заповнення швів між елементами збірних залізобетонних
конструкцій, які зазвичай мають рухомість 7...8 см, готують на портландцементі
та чистому кварцовому піску.
Ін’єкційні розчини застосовують для ін’єктування при підсиленні
фундаментів,заповнення каналів попередньонапружених конструкцій. Це
цементно-піщані розчини, марка яких має бути не нижчою за М300 і досягається
використанням цементів М400 і вище [1].

14

1.2 Способи влаштування ін'єкційних паль
Ін'єкційні палі відносяться до паль, що виготовляються в ґрунті та є
різновидом буроін'єкційних паль. У загальному випадку ін'єкційні палі
влаштовуються шляхом заповнення попередньо влаштованих вертикальних або
похилих свердловин (пробурені, виштампувані та ін.) цементно-піщаними
розчинами чи дрібнозернистими бетонами під тиском [45]. Такі палі мають малий
діаметр (50...300 мм) при відносно великій довжині (до 30 м) та гнучкості (L/D =
80-120).
В даний час використання ін'єкційних паль широко поширене як в Україні, так і в
інших країнах світу [52]. Основна область застосування ін'єкційних паль у
світовій практиці - посилення та реконструкція фундаментів будівель, створення
стін у ґрунті або анкерів [29, 34].
Історично, ін'єкційні палі з'явилися на базі технологій із закріплення ґрунтів
основ, таких як силікатизація, смолізація, цементація та ін.. Закріплення ґрунтів
зазвичай виконують при будівництві в складних інженерно-геологічних умовах –
пухких пісках, просадних, набухаючих, вічномерзлих, засолених, слабких
глинистих та інших ґрунтах з низькими міцністю та деформаційними
характеристиками. Перші згадки про закріплення ґрунтів цементними розчинами
відносяться до початку 19-го століття. Проте, масове застосування таких
технологій почалося лише на початку XX століття [4, 5].
В даний час стан будівельної науки та технологічної бази дає можливість
застосовувати різні способи закріплення ґрунтів, які зменшують їх
деформованість і збільшують характеристики міцності, що, у ряді випадків,
призводить до істотного зниження витрат на влаштування нових фундаментів.
Відповідно до Ухова С.Б. [45] всі методи перетворення властивостей ґрунтів
можна поділити на такі групи:
- методи, що базуються на фізико-хімічному впливі на ґрунти, що призводять до
утворення міцних структурних зв'язків між частинками ґрунту;
- методи, спрямовані на ущільнення ґрунтів, що призводять до зменшення їх
пористості та підвищення щільності додавання;
- методи, спрямовані на покращення роботи основ фундаментів за рахунок
регулювання напруженого стану та умов деформування ґрунту.
Вибір методу поліпшення основи залежить від напластування ґрунтів, величини
передаваємого навантаження і особливостей споруди або конструкції [20].
Історія появи безпосередньо буроін'єкційних паль бере своє початок в Італії у
п'ятдесятих роках ХХ століття. Буроїн'єкційні палі використовувалися для
реконструкції та відновлення пам'яток архітектури, які отримали серйозні
пошкодження в ході другої світової війни. Починаючи з того часу, частка
застосування буроін'єкційних паль при реконструкції фундаментів постійно
15

зростає [48, 52]. Буроін'єкційні палі вперше були розроблені
«Гідроспецпроектом» спільно з НДІОСП ім. Герсєванова Н.М. і застосовані під
час ремонту фундаментів будівель.
Сьогодні існують різні вітчизняні та зарубіжні способи влаштування палі,
зокрема, ін'єкційні. Основною вимогою до таких паль залишається мінімізація на
існуючі будівлі під час проведення робіт із посилення фундаментів [16-20].
Нижче наведено деякі варіанти застосовуваних ін'єкційних паль. Німецькою
фірмою Ischebeck Gmbh застосовуються ін'єкційні палі, які влаштовуються за
допомогою вдавлювання в ґрунт бурової колони, що втрачається, з наступним
заповненням свердловини цементно-піщаним розчином. Розчин подається у забій
свердловини через порожню бурову колону після її занурення на проектну
відмітку. Для зниження витрати металу при виготовленні ін'єкційних паль
німецькою фірмою «Dywidag» замість бурової колони використовується
високоміцна гвинтова арматура. Після повного заповнення свердловини
розчином виконують вторинне опресовування через спеціальні ін'єкційні трубки
малого діаметру. Ін'єкційні трубки можуть бути як одноразового, так і
багаторазового використання. Трубки мають клапани спеціальної конструкції для
додаткового нагнітання бетонної суміші під тиском. Як правило, за довжиною
палі розміщують не менше трьох клапанів [4, 6].
Розроблено метод влаштування буроін'єкційних паль на тугопластичних
глинистих ґрунтах і маловологих пісках із закріпленням ґрунту навколо палі
шляхом дворозчинної силікатизації. За даною технологією палі влаштовуються у
три етапи. На першому етапі проводиться тампонування гирла свердловини.
Потім виконується буріння свердловини та подача розчину силікату натрію та
хлористого кальцію під тиском 0,2…0,3 МПа, що призводить до закріплення
навколопальового ґрунту. Після чого виконується повторне розбурювання
свердловини, а потім армуванням та заповненням цементно-піщаним розчином
під тиском [48].
В окрему гілку можна виділити ряд технологій заснованих на використанні
енергії електричних зарядів при влаштуванні паль. Перші дослідження з
використання електророзрядної технології в геотехніці були проведені у 60-х
роках 20 століття (Г. М. Ломізе та ін.). У 1978–1981 pp. Улицьким В. М.,
Гавриловим Г. Н. та ін. були визначені вихідні положення щодо виготовлення
буронабивних паль із застосуванням електрогідравлічного ефекту [43].
Влаштування буроін'єкційних паль з електророзрядно-геотехнічної технології
(ЕРГТ), розробленої в НДІОСП ім. Герсеванова Н.М., засноване на створення
ударних хвиль у бетоні палі на стадії її зведення шляхом пропускання через
бетонну суміш високовольтних розрядів.
16

Це призводить до виникнення гідродинамічного тиску, при цьому
використовується серія імпульсних ударів з паузою в кілька секунд, що
призводить до багаторазового динамічного впливу на навколишній ґрунт.
Використання ЕРГТ дозволяє у водонасичених піщаних ґрунтах створювати
області ущільненого ґрунту навколо палі або розширення в рівні її нижнього
кінця [34, 35].
Влаштування паль за електророзрядно-геотехнічною технологією можна
розділити на наступні етапи: буріння лідерної свердловини; подача бетонної
суміші у свердловину; створення динамічного впливу на навколопальовий ґрунт,
наприклад, установкою УЕГ-30 (50); встановлення арматурного каркаса в рухому
бетонну суміш [34, 35].
Подальшим розвитком електророзрядно-геотехнічної технології є
електрохімічний вибух (ЕХВ). При використанні цього способу в зону
розрядного проміжку вводять спеціальні хімічні склади (гелі), що призводить до
збільшення енергії розряду, що виділяється, і до зміни імпульсу ударної хвилі.
Використання технології ЕХВ дає можливість отримати хороші результати при
будові камуфлетних розширень у рівні нижніх кінців паль [34, 35, 44].
Ведуться роботи з удосконалення способу улаштування буроін'єкційних
паль із застосуванням електричних розрядів, що дає можливість влаштовувати
такі палі в маловологих слабозв'язних ґрунтах [36]. Впливом електророзрядів на
бетонну суміш і ґрунт біля палі досягається радіальне розширення тіла палі, що
призводить до підвищення її несучої можливості. Визначальними моментами при
влаштуванні розширення є енергетичні характеристики розряду та матеріалу палі.
В даний час широке застосування знайшли буроін'єкційні палі, які
влаштовуються методом високонапірної ін'єкції (ЗНІ). Метод високонапірної
ін'єкції, розроблений Лушниковим В.В. і Богомоловим В.А, дає можливість
створити в ґрунті піщано-цементний стовбур (ядро). Ґрунт, що оточує палю,
перемішується з цементно-піщаним розчином, утворюючи складний геоматеріал
з підвищеними міцнісними та деформаційними характеристиками [3].
Влаштування паль за технологією ЗНІ складається з наступних етапів:
влаштування свердловини; занурення ін'єкційної труби; подача бетонної суміші
через ін'єктор з короткочасними затримками для ліквідації тріщин і розривів, що
утворюються в ґрунті; опресування високим тиском після закінчення
ін'єктування. Ін'єкційна труба залишається в тілі палі та виконує функцію
армування.
Польською фірмою «Polbud Pomorze» широко використовується технологія
зведення буроін'єкційних паль методом струминної високонапірної ін'єкції (jet
grouting). Вона заснована на перемішуванні ґрунту зі стабілізуючим розчином,
струминно нагнітається під високим тиском. Після затвердіння перемішаного з
17

ґрунтом в'яжучого матеріалу створюється циліндрична колона. Процес
улаштування починається з буріння свердловини за допомогою ін'єкційної
штанги.
Після досягнення проектної позначки штанга піднімається з одночасним
обертанням та ін'єкцією розчину, що подається під високим тиском.
Перемішаний таким чином ґрунт з в'язким матеріалом створює міцну і
водонепроникну ґрунтово-цементну структуру.
У 80-х роках у Швеції була розроблена технологія устрою буроін'єкційних паль,
що отримала назву Сойлекс. Особливість даних паль полягає в наявності
спеціальної згорнутої оболонки з тонколистового металу на кінці ін'єктора. Після
занурення ін'єктора на проектну глибину, в нього подається цементно-піщаний
розчин або дрібнозернистий бетон під тиском 0,5...3,0 МПа, що призводить до
розправлення (розширення в радіальному напрямку) оболонки. У результаті
отримана буроін'єкційна паля отримує розширення п'яти, що перевищує діаметр
стовбура палі в 5 ... 10 разів [18].
Також у 80-х кодах у Німеччині були розроблені буроін'єкційні анкерні палі
«Титан». Паля «Титан» складається з труби з безперервним різьбленням, яке
одночасно виконує роль бурової штанги та ін'єкторної труби [16-18]. Палі
занурюються в ґрунт ударно-обертальним способом без обсадних труб з подачею
через трубу (штангу) розчину для промивання під тиском до 2 МПа. Промивний
розчин використовується для деякого розширення свердловини, закріплення стін
свердловини, а також для подачі до гирла свердловини ґрунтового шламу і води
із свердловини. Після влаштування свердловини до неї подається цементний
розчин під тиском від 2 МПа до 6 МПа, що призводить до формування стовбура
палі. Після твердіння цементного ствола палі виконується переднатяг
буроін'єкційної анкерної палі «Титан» загвинчуванням спеціальної кульової
гайки.
Широке застосування при посиленні історичних будівель в Італії знайшла
технологія устрою буроін'єкційних паль «Солес». Влаштування паль за даною
технологією передбачає влаштування монолітного ростверку з гніздами для
подальшого пристрою в них паль. Палі влаштовуються в наступній
послідовності. Через гнізда в ростверку в ґрунт вдавлюється труба, що
складається з окремих секцій, з'єднаних між собою на зварюванні. До нижнього
кінця першої секції труби приварений металевий башмак. Діаметр башмаку
перевищує діаметр труби, тим самим при вдавлюванні секцій навколо труби
утворюється повітряний проміжок. Після занурення труби на проектну позначку
її внутрішню порожнину заповнюють дрібнозернистим бетоном. Потім, через
спеціальну ін'єкторну трубку виконують заповнення повітряного зазору
18

дрібнозернистим бетоном або цементно-піщаним розчином для запобігання
корозії труби [18].
Ведуться дослідження пристрою ін'єкційних паль у глинистих ґрунтах, у тому
числі й слабких. За цим способом палі «формуються в попередньо підготовлених
свердловинах шляхом ін'єкції під тиском рухливої бетонної суміші». Готова паля
складається з металевого ін'єктора та бетонного ствола, при цьому ін'єктор
виконує функцію арматури [24, 26].
Ін'єктор являє собою сталеву перфоровану трубу (ін'єкційна труба) з конусним
наконечником. Ін'єкційна труба виконується з окремих секцій, які зварюються
між собою в процесі занурення. Верхня секція, як правило, не має перфорації і
використовується для створення тампонажу. Ділянки труби з перфорацією та без
розділяються спеціальним кільцем. До нижньої секції приварюється наконечник
у вигляді круглого диска, діаметр якого перевищує діаметр сталевої труби.
Занурення ін'єктора з розширеним наконечником призводить до формування
свердловини діаметром, що перевищує діаметр ін'єкторної труби. Між
ін'єкторною трубою та стінками свердловини формується повітряний зазор, що
призводить до зниження або ліквідації тертя ґрунту об стінку труби ін'єктора при
його зануренні. Вдавлювання ін'єктора виконується поетапно, секціями по 0,5-1,2
м за допомогою вдавлюючого обладнання (домкрат, гідроциліндр та ін.). Як
упори зазвичай використовуються існуючі конструкції реконструйованих
будівель і споруд.
Після закінчення процесу вдавлювання ін'єктора до потрібної позначки у гирлі
свердловини (дільниця без перфорації) влаштовується тампонаж. Далі через
ін'єктор здійснюється нагнітання під тиском (ін'єкцією) рухомої бетонної суміші,
що призводить до формування ствола ін'єкційної палі. Після повного заповнення
свердловини бетонною сумішшю за допомогою насоса через патрубок
спеціальної конструкції подається додатковий об'єм бетонної суміші, що
призводить до зростання тиску та до вісесиметричного розширення свердловини
в радіальному напрямі. Подачу бетонної суміші ведуть з короткочасними
затримками для виключення появи тріщин та розривів суцільності в ґрунті. Для
влаштування таких паль потрібні рухливі дрібнозернисті бетонні суміші з
осадкою стандартного конуса СтройЦНИЛа 10 - 12 см [24]. Після досягнення
проектного діаметра палі, закачування бетонної суміші припиняється. Контроль
якості виготовлення ін'єкційної палі ведеться шляхом суворого контролю тиску в
свердловині та об’єму закачаної бетонної суміші. Схема влаштування ін'єкційних
паль наведена на мал. 1.1. Достовірність формування паль за вказаним способом
була підтверджена результатами натурних випробувань при посиленні
фундаментів реконструйованих будівель у водонасичених глинистих ґрунтах у
різних містах в період з 2003 по 2023 рр.
19

Кваліфікаційна робота магістра присвячена дослідженням пристрою та роботи
саме таких ін'єкційних паль і надалі під терміном «ін'єкційна паля»
розумітимуться палі, влаштовані за способом [26].
Звичайно, ця технологія не позбавлена і недоліків, головним з яких є відсутність
надійних методів контролю формування стовбура палі за довжиною ін'єктора.

Мал. 1.1 – Схема влаштування ін'єкційних паль: а – вдавлювання ін'єктора з
одночасним утворенням свердловин ін'єкційної палі; б - розширення свердловини
в радіальному напрямку тиском бетонної суміші, що нагнітається; в –
функціонування готової палі під навантаженням.

Слід зазначити, що цей недолік властивий більшості буроін'єкційних паль
[17-20]. До індивідуальних недоліків варто віднести підвищену витрату металу за
рахунок ін'єктора, що втрачається, а також підвищену вимогливість до складу
бетонної суміші.

1.3 Існуючі підходи до конструювання та розрахунку ін'єкційних паль
В результаті огляду загальнодоступних літературних джерел усі основні
підходи до розрахунку ін'єкційних паль можна розділити на два основні
напрямки. До першого відносяться розрахунки, які базуються на проведенні
20

експериментальних досліджень з подальшим отриманням суворих математичних
рішень, а до другого - наближені (інженерні) розрахунки за емпіричними
формулами з додатковим обґрунтуванням (проведенням випробувань) для
кожного конкретного об'єкта. Тоді як у нашій країні превалюють методи, що
стосуються першого напряму, у низці інших країн часто обмежуються
проведенням розрахунків з емпіричних залежностей [4]. Іноді економічно
вигідніше ввести додаткові коефіцієнти запасу до емпіричних формул,
збільшивши собівартість пристрою паль, чим провести коштовні наукові
дослідження.
Загалом, процес влаштування ін'єкційних (буроін'єкційних) паль можна розбити
на три етапи:
1) влаштування свердловини (буріння, вдавлювання та ін);
2) формування стовбура ін'єкційної палі (вільне заповнення, опресування,
електророзрядні технології та ін.)
3) робота палі під час експлуатації.
У нашій країні розрахунок буроін'єкційних паль, у тому числі ін'єкційних,
регламентується такими документами як ДСТУ Палеві фундаменти. Основи та
підвалини будівель та споруд та іншими [38]. Згідно з цими документами
розрахунок таких паль ведеться за двома групами граничних станів. По першій
групі, переважно, ведеться розрахунок стовбура палі на міцність і стійкість, а по
другій - розрахунок ґрунту основи за деформаціями. Перевірка ґрунту основи по
першій групі граничних станів може виконуватися в окремих випадках.
Більшість технологій влаштування ін'єкційних паль передбачає при формуванні
тіла палі вісесиметричне розширення початкового діаметру свердловини,
наприклад, під дією тиску ін'єктованої суміші. Розв'язання задачі про розширенні
циліндричної свердловини в ґрунті були вперше отримані в 30-х роках ХХ –
сторіччя К. Терцаги, Б.П. Поповим, Ф. Кеглером [14]. Запропоновані ними
рішення були першою спробою описати процес розширення свердловини в
ґрунті і не враховували або зміну стану ґрунту навколо свердловини, або
наявність тангенційних напруг [14].
Серйозний розвиток розв'язання задачі про розширення свердловини отримано у
60-х…80-х роках минулого століття. Роботи в цьому напрямку в основному
велися для вирішення двох практичних завдань: визначення несучої здатності
паль та аналізу пресіометричних випробувань У ці роки багатьма вченими були
отримані різні рішення задачі про розширення циліндричної свердловини в
ґрунті. Цим питанням присвячені праці таких вчених як Г.К. Бондарик (ідеально
пластичний) ґрунт, 1967), Л. Менар, П. Чедвік, К.В. Руппенейт та М.І. Бронштейн
(ґрунти, які мають внутрішнє тертя і зчеплення, 1971-1972 рр.), С.Л. Коренева,
В.В. Лушніков та Л.Г. Маріупольський (пресіометричні випробування, 1969 р.)
21

[25, 26], В. Андерсен та Р. Гібсон, М. Сагасет та М. Рандальф (набивні палі, 1979
- 1984 рр.) [54], Д. Картер і С. Янг (геометрично нелінійна постановка задачі)
[50], В.Г. Федоровський, Г.П. Корчагін [13] та інші [51, 53].
У роботах М.І. Бронштейна, К.В. Руппенейта та В.Г. Федоровського ґрунтове
середовище навколо свердловини, що розширюється, також ділилися на дві зони
– пластичну та пружну (лінійно-деформуємою). Обидві зони мали загальні
рівняння спільності деформацій та статичної рівноваги. За М.І. Бронштейном та
К.В. Руппенейтом, напруги в пластичній зоні визначаються рівняннями статики
та граничної рівноваги, а напруги в зоні пружних деформацій рівняннями Ляме.
На відміну від них, у рішенні В.Г. Федоровського деформації ґрунту в пластичній
зоні визначалися за асоційованим законом пластичної течії, а в зоні, що лінійно
деформується, дотримувався закон Гука.
Подальший розвиток рішення Федоровського В.Г. отримало наприкінці 80-х
років ХХ століття у роботах Дідуха Б.І. [8-9]. Розглянемо рішення про
розширення циліндричної свердловини, наведене у роботі Дідуха Б.І. [8] (1987 р.)
більш подрібнено, так як воно дозволяє проаналізувати зміну напружено-
деформованого стану ґрунту навколо свердловини.
У роботі [8] розглядаються стадії напружено-деформованого стану ґрунту, що
послідовно змінюють один одного при збільшенні навантаження у свердловині з
урахуванням власної ваги ґрунту. Завдання вирішується для циліндричної
свердловини підданої зсередини тиску (р + р0), яка перевищує на величину р
природний бічний тиск р0. Початковий напружений стан навколо свердловини
приймається геостатичним.
Зі зростанням тиску на стінку свердловини напружено – деформований стан
ґрунту навколопальового простору проходить три стадії: стадія лінійних
деформацій, пружнопластична стадія та стадія помірних напруг.
На початку напружений стан ґрунту навколопальового простору можна прийняти
геостатичним [8]:
z= γ ·z (1.1)
де γ – об'ємна вага ґрунту, z–відстань від рівня землі до поверхні, яку
розглядаємо.
Приймаючи, що у початковий момент часу радіальні зміщення u дорівнюють
нулю (u=0):
(1.2)

22

ν – коефіцієнт Пуассона
Тут і далі стискаючі напруги приймаються зі знаком «+», що розтягують зі
знаком «-».
Подальше вирішення задачі ведеться у припущенні [8]:

Рівняння рівноваги, що відповідають повсюдно дограничному стану ґрунту,
запишуться в наступному вигляді:

Тоді умова міцності Мора-Кулона має вигляд:
де υ-кут внутрішнього тертя ґрунту.
Таким чином, вирішення задачі при повсюдно дограничних напругах в ґрунті
( 0 ≤ p ≤ pпл , z ≤ r ≤ ) запишеться у вигляді [8]:

де ∆r - повне збільшення радіуса стінки свердловини. рпл - напруга, при якій в
ґрунті виникає граничний напружений стан за умовою Мора-Кулона.
Очевидно, що граничні напруги рпл утворюються на стінці свердловини, тобто за
r0=r. З подальшим зростанням навантаження зона пластичних деформацій у
масиві ґрунту навколо свердловини росте. Однак на деякій відстані від стінки
свердловини напруги, як і раніше, знаходяться в дограничному стані. Тиск, при
якому на стінці свердловини зароджується граничний стан, визначається за
формулою:
рпл = р0 ·sin+ c·cos  (1.7)
23

Для зон граничного стану Дідухом Б.І. наводиться наступне лінійне рівняння для
напруги σr:

З подальшим зростанням надлишкового тиску напруги на стінці свердловини
можуть досягти граничного значення (р = рпред). При цьому, тангенціальні
напруги дорівнюють вертикальному природному тиску σz, що відповідає
припиненню розвитку зон граничного стану. За Дідухом Б.І. [8, 9], при
досягненні граничної напруги неможливо задовольнити одночасно рівнянню
рівноваги та граничній умові. Внаслідок чого, у ґрунті виникають зони
пограничного стану і відбувається перебіг ґрунту [8]. Тоді, для інтервалу тисків
рпл ≤рпл ≤ рпред головні напруги дорівнюють:

де рпред - напруга, за якої виконується умова σ0=σ, та розвиток зон граничного
стану припиняється [8]:
рпред = (Y+γ·z)/x-p0 (1.10)
де позначення X, Y - такі ж, що у формулі (1.8)
Для наочності зміни напружено-деформованого стану ґрунту навколо
свердловини, скористаємося схемою (мал. 1.2) наведеної в роботі Дідуха Б.І. [8].
У розвиток рішення Дідуха Б.І. [13] та рішення Федоровського В.Г., Лушніковим
В.В. були внесені деякі корективи для обліку анізотропії, а також зміни
характеристик ґрунтів у процесі радіального розширення циліндричної
свердловини [15].
При влаштуванні ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах необхідно
враховувати особливості їхнього деформування. При навантаженні таких ґрунтів
їх міцність знижується, отже, зростає стисливість і зменшується опір зсуву.
Відповідно до З.Г. Тер-Мартіросяну, до водонасичених відносяться ґрунти, пори
яких заповнені водою більш ніж на 80% та повітрям (у вигляді бульбашок та
розчинів у воді). Такий ґрунт є багатофазною структурою. Але, зазвичай, його
призводять до двофазної системи, що складається з мінеральних частинок (скелет
ґрунту і стислива порова вода). Кількісне співвідношення фаз впливає як на
фізико-механічні властивості, так і на характер деформування.
Для опису деформування водонасичених ґрунтів використовуються теорія
повзучості та теорія фільтраційної консолідації ґрунтів. Відомо, що процес
24

ущільнення глинистих водонасичених ґрунтів має досить складний характер і
може розвиватися протягом тривалого часу [2]. Сучасні методи прогнозу
деформацій ґрунтів у часі засновані на теорії фільтраційної консолідації,
розробленої ще в 1924 р. К. Терцаги. Подальший розвиток ця теорія отримала у
працях Д.Є. Польшина, Н.М. Герсеванова, Н.М. Маслова, В.А. Флоріна, Н.А.
Цитовича, М. Біо, Л. Рендуліка, Ю.К. Зарецького [47], А.Л. Голдіна, Л.В.
Гореліка, А.Г. Шашкіна [42, 43, 49], А.Б. Пономарьова [32-33], П.Л. Іванова, А.І.
Осокіна [19], М.В. Малишева, Р.А. Мангушева [16-18] А.А. Бартоломія [2], В.М.
Улицького [42] та інших вчених.

Мал. 1.2 – Зміна стадій напруженого стану ґрунту навколо свердловини з
зростанням тиску її стінку: σr – радіальні напруги; σθ – тангентальні напруги; σz –
власна вага ґрунту; рпл - напруга, при якій в ґрунті виникає граничний
напружений стан за умовою Мора-Кулона; рпред напруга, за якої виконується
умова σ0=σ, та розвиток зон граничного стану припиняється.
Відповідно до класичної теорії фільтраційної консолідації К. Терцаги умова
міцності має вигляд:
. τ = (-U) tg+C (1.11)
де U – поровий тиск; υ, С – консолідовані значення кута внутрішнього тертя та
питомого зчеплення, відповідно.
Велике поширення, в тому числі і за кордоном, набула теорія пружності та
пластичності М. Біо [50], в якій зростання порового тиску призводить до об'ємної
деформації скелета ґрунту, при цьому модуль об'ємного розширення дорівнює
модулю об'ємного стиснення ґрунту. Зарецький Ю.К. на відміну від М. Біо у
своїх працях приймає модуль стиснення менше, ніж модуль розширення ґрунту.
Зв'язок між напругами та деформаціями записується у вигляді:

25

де u - швидкість зміни порового тиску;

- швидкість зміни об'ємної деформації ґрунту εν; ms – пористість ґрунту;
γw – питома вага води; Мw - модуль стисливості порової води; кі – коефіцієнт
фільтрації;
- фільтраційна витрата порової рідини в елементарному обсязі ґрунту.
Умова міцності (1.11) є в даний час загальноприйнятою та дає уявлення про
вплив порового тиску на стійкість основи. Проте використання теорії
фільтраційної консолідації для опису процесів деформування застосовується не
до всіх глинистих ґрунтів. У цьому, ряд із відомих вчених дають свої критерії її
застосовності. Відповідно до Цитовича Н.А., теорія фільтраційної консолідації
застосовна лише для глинистих текучопластичних ґрунтів. Н.М. Маслов висунув
теорію щільності – вологості, згідно з якою співвідношення часу консолідації (Т і
n
t) для шарів різної потужності (H, h) дорівнює Т=t(Н/h) .
Процес чистої фільтраційної консолідації, у цьому випадку, має місце при n=2,
що відповідає глинистим ґрунтам текучої та текучепластичної консистенції з
порушеною структурою.
На думку Ю.К. Зарецького, враховувати багатофазність глинистих ґрунтів слід за
вологості вище максимальної молекулярної, що відповідає вологості на межі
розкочування. Однак, найбільш загальноприйнятий поділ пов'язаний зі ступенем
вологості ґрунту (коефіцієнт водонасичення, Sr). Так, при Sr >0,75…0,8 ґрунт
повинен описуватися моделлю багатофазного середовища. При цьому, для опису
процесу деформування водонасичених ґрунтів використовуються дві основні
моделі: в першій враховуються об'ємні фільтраційні сили, другій – ефективна
напруга. Початкова умова по поровому тиску для одномірного ущільнення має
вигляд:
Ut=0=σ (1.13)
де U - порововий тиск.
Зіставляючи формули (1.11) і (1.13) у початковий момент часу (t=0) опір зсуву
водонасичених глинистих ґрунтів знижується до величини τ=С, що може
призвести до втрати стійкості основи.
В даний час виявлено різні властивості ґрунтів, що знижують поровий тиск у
початковий момент часу. До них можна віднести повзучість структурного
каркасу, початковий градієнт напору і структурну міцність ґрунту. Таким чином,
вираз (1.13) справедливий тільки для незв'язних ґрунтів. У зв'язних ґрунтах
частину порової рідини слід віднести до структурного каркасу, така вода є
26

зв'язаною і не утворює гідравлічнобезперервне рідке середовище. Ефективна
напруга для зв'язних ґрунтів визначається наступним чином [42]:

де U' – справжній поровий тиск, що вимірюється в натурних та лабораторних
дослідженнях nact – активна пористість, вільної води, яка може бути відтиснута з
ґрунту під статичним навантаженням (при повному заповненні пір водою).
При nact = 1 вираз (1.14) збігається з класичним виразом К. Терцаги. Однак, у
реальних глинистих ґрунтах при навантаженнях до 400 кПа активна пористість
не перевищує 0,2 [42].
При визначенні опору ґрунтів зсуву облік активної пористості призводить до
суттєвої зміни розрахункового значення початкового порового тиску у
початковий момент часу. Навпаки, при розгляді об'ємного деформування зміна
об'єму ґрунту визначається виключно зміною його пористості, отже, допустимо
приймати nact=1 [42].
Ще однією особливістю глинистих ґрунтів є наявність початкового градієнта
напору i0. Так, при градієнтах напору i < i0, фільтрація настільки мала, що її
можна знехтувати [2, 42, 49]. Згідно з Масловим Н.М. [19], потужність стисканої
товщі необхідно обмежувати областю, де градієнт напору i перевищує
початковий i0.
Вперше початковий градієнт напору виявили у дослідах Н.П. Пузиревського
(1929 р.), а пізніше в дослідах Б.Ф. Рельтова, С.А. Рози (1940 р.), М.Ю. Абелева
(1961 р.) та інших. Безпосередньо облік початкового градієнта напору до
завдання фільтраційної консолідації вперше було розглянуто С.А. Розою.
Проведені ним досліди показали, що початковий градієнт напору може досягати
істотних величин (i0 = 10 ... 20). Пізніше, Флоріним В.А. було отримано рішення
теорії фільтраційної консолідації з урахуванням початкового градієнта напору.
Відповідно до цього рішення початковий градієнт напору впливає тільки на
швидкість фільтрації та на граничні умови завдання і не вносить зміни до
рівняння ущільнення ґрунту. Слід зазначити, що існування початкового градієнта
напору рядом вчених ставиться під сумнів. В.М. Павилонський та В.М. Жиленків
пов'язують відхилення фільтрації води від закону Дарсі з розчиненням
защемленого в порах ґрунту газу при зростанні градієнта напору, а також з
методичними помилками та похибками вимірювань.
Наступним ступенем розвитку теорії фільтраційної консолідації став облік
структурної міцності ґрунту. Завдання нелінійної консолідації ґрунту з
врахуванням порового тиску, градієнта напору та структурної міцності ґрунту
було вирішено Абелєвим М.Ю. у шістдесятих роках ХХ – сторіччя. Рішення
завдання одномірного ущільнення багатофазного ґрунту з урахуванням
27

структурної міцності було отримано Н.А. Цитовичем та З.Г. Тер-Мартиросяном.
Ними було показано, що при напругах більше структурної міцності ґрунту σстор у
початковий момент часу (t=0) відбувається практично миттєве руйнування
структури і починається процес віджимання води з пір. При напругах менше
структурної міцності σстор спочатку відбувається перерозподіл між напругами в
поровій воді та скелеті ґрунту. У міру розсіювання порового тиску з'являються
області, де ефективні напруги перевищують структурну міцність стр. З плином
часу такі області будуть переміщатися у бік від дренуючої поверхні.
Деформація водонасиченого глинистого ґрунту відбувається не тільки під дією
відтискання порової води, а й за рахунок повзучості скелета ґрунту. Стабілізація
об'ємної та зсувної частини повних деформацій відбувається по-різному.
Об'ємна частина деформацій у більшості випадків відбувається протягом
тривалого періоду часу і залежить від коефіцієнта фільтрації, стисливості порової
води, розмірів масиву ґрунту та ін. Зсувна частина повних деформацій залежить
тільки від властивостей повзучості скелета, а у разі відсутності таких
відбувається умовно миттєво. Дослідження, проведені З.Г. Тер-Мартиросяном,
показали, що для слабких глинистих ґрунтів зсувна частина деформацій мало
залежить від консолідаційних процесів і може досягати 70% від загальної [40].
-5
Так, при kf ≥10 cм/с та μс≤0,001 швидкість протікання об'ємних деформацій буде
-8
обумовлена в основному повзучістю скелета, а при kf ≤10 cм/с та μс≥10 в'язким
опір порової рідини.
В даний час, у зв'язку з розвитком обчислювальної техніки, все більший
розвиток отримують моделі дисперсного середовища. Закономірності
деформування ґрунту як дисперсного середовища відображені у роботах І.В.
Попова, Є.М. Сергєєва, В.А. Приклонського, В.Д. Ломтадзе, П.А. Ребіндера, Б.В.
Дерягіна та багатьох інших. До основних особливостей дисперсних середовищ
слід віднести утворення верхніх міжфазних шарів при взаємодії фаз, що
володіють особливими властивостями в порівнянні з властивостями кожної з фаз
в обсязі, а також прояв вільної поверхневої енергії [42, 49]. Дерягін Б.В. показав,
що вода в порах глинистого ґрунту є структурованою і виявляє властивості
ньютонівської рідини з водневими зв'язками, що характеризуються наявністю
опору до зрушення та зміною в'язкості при зростанні напруг з порушенням її
структури [42]. Міцність слабкого глинистого ґрунту, насамперед, обумовлена
наявністю структурних молекулярних зв'язків, а відсутність жорстких зв'язків
призводить до його пластичного деформування. Для структурованих дисперсних
систем, і зокрема для слабких глинистих ґрунтів, після механічного впливу
характерно відновлення структурних зв'язків. Причому, при відсутності
зовнішніх факторів, міцність таких систем постійна.
28

До особливостей деформування слабких глинистих ґрунтів слід віднести також
суттєве переважання залишкових деформацій при статичному навантаженні. Так,
при повільному навантаженні таких ґрунтів швидкості порушення та відновлення
зв'язків приблизно рівні, а при швидкому навантаженні «зв'язку між частинками
ґрунту не встигають відновлюватись і відбуватися звільнення ним мобілізованої
води» [42]. Таким чином, при квазістатичному навантаженні процес
деформування ґрунту можна охарактеризувати як встановлену повзучість, тоді як
у другому випадку – як руйнація структурного каркаса. При руйнуванні
структурного каркаса вільна вода, що утворилася, призводить до зниження
міцності ґрунту за рахунок збільшення дифузної гідратації частинок, розвитку
пластичного деформування та фільтраційної консолідації ґрунту» [42].
Очевидно, що напружено-деформований стан водонасичених глинистих ґрунтів
залежить як від властивостей скелета, так і від властивостей порової води [42].
З.Г. Тер-Мартіросян [40] запропонував напружено-деформований стан
водонасичених ґрунтів ділити на три стадії: початкова, проміжна та кінцева (мал.
1.3). На початковій стадії (мал. 1.3а) відбувається розподіл загальних напруг між
скелетом та поровою водою. При цьому співвідношення фаз в одиниці об'єму не
змінюється. Тривалість цієї стадії займає вкрай невеликий проміжок часу,
порівняно з іншими стадіями, і її можна умовно вважати миттєвою. Закінченням
початкової стадії є повний розподіл прикладеного навантаження між поровою
водою та скелетом ґрунту. Розподіл надлишкового порового тиску записується у
вигляді:

,де tot (x,y,z,0) - розподіл середньої загальної напруги в ґрунті від зовнішнього
навантаження;

- коефіцієнт початкового порового тиску; Ks – модуль об'ємної деформації
скелета ґрунту; Кw – модуль об'ємної деформації порової води; n – пористість
ґрунту.

29

Рис 1.3 – Спрощена схема зміни напружено деформованого стану ґрунтів навколо
ін'єкційної палі при її розширенні бетонною сумішшю: а) розподіл загальних
напруг між скелетом і поровою водою без зміни співвідношення фаз в одиниці
об'єму; б) подальший перерозподіл тотальної напруги, що супроводжується
зміною співвідношення фаз в одиниці об'єму; в) повне розсіювання
надлишкового порового тиску в ґрунті, закінчення процесу розширення
свердловини.

На проміжній стадії (мал. 1.3б) відбувається подальший перерозподіл
тотальних напруг, проте тут вже цей процес супроводжується зміною
співвідношення фаз в одиниці об'єму. Напружено-деформованого стану ґрунту на
цьому етапі описується рівнянням рівноваги, консолідації, нерозривності та
фізичними рівняннями для скелета та порової води. Крім того, при вирішенні
рівняння консолідації ґрунту вводиться припущення про постійність середньої
тотальної та дотичної напруги в часі, отже, зсувні деформації не змінюються у
часі. Додаткові переміщення ґрунту виникають внаслідок об'ємних деформацій
ґрунту при консолідаційних процесах [40]. Тривалість проміжної стадії залежить
від багатьох факторів, таких як: коефіцієнт фільтрації, стисливість порової води,
наповнення, розміри масиву ґрунту та інших. Рівняння розподілу надлишкового
тиску запишеться у наступному вигляді

Третій етап (мал. 1.3в) характеризується повним розсіюванням надлишкового
порового тиску в ґрунті:

30

Подальший напружено-деформований стан ґрунту описуватиметься аналогічно
ґрунтам у стабілізованому стані.
Проаналізувавши ряд випадків дії місцевого навантаження, в умовах плоского та
просторового завдання З.Г. Тер-Мартиросян дійшов до висновку [40], що з
відношення між деформаціями в початковий та кінцевий момент часу можна
описати наступним співвідношенням:

де w(0) і w(∞) – осадка в початковий момент часу та кінцевий відповідно;
- наведений коефіцієнт Пуассона, і коефіцієнт Пуассона в стабілізованому стані.
Перейдемо безпосередньо до існуючих методів розрахунку ін'єкційних паль у
глинистих ґрунтах, що влаштовуються за способом [26].
За підсумками експериментальних даних Петухова А.А. [24] для визначення
несучої здатності ін'єкційних паль у глинистих ґрунтах було запропоновано
використовувати загальноприйнятий підхід, згідно з яким несуча здатність
визначається як сума опорів ґрунту по бічній поверхні та під нижнім кінцем палі:

де γс - коефіцієнт умов роботи палі в ґрунті, що приймається γс=1; γсr – коефіцієнт
умов роботи під нижнім кінцем палі, що приймається рівним 1,0; γcf – коефіцієнти
умов роботи на бічній поверхні палі, що приймаються рівним 1,2; R -
розрахунковий опір ґрунту під нижнім кінцем палі, прийняте для слабких
глинистих ґрунтів з показником IL>0,6 за рекомендаціями [7], кПа; інші
позначення такі самі, що у формулі (9, [38]).
Відповідно до Пєтухова А.А. (2006 р.), даний підхід є першим наближенням до
визначення несучої спроможності ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах.
Недоліком підходу є те, що значення розрахункового опору ґрунту під нижнім
кінцем ін'єкційної палі R приймається за даними досліджень Далматова Б.І.,
Лапшина Ф.К. та Росіхіна Ю.В. [7], отриманих для попередньо виготовлених
паль, які влаштовуються в визначні ґрунтові умови, і є, по твердженню самих
авторів, попередніми. Крім того, виходячи з прийнятого значення R, були
визначені коефіцієнти умов роботи ґрунту під нижнім кінцем (γсr =1,0) та на
бічній поверхні (γcf =1,2) ін'єкційних паль. Для використання даного підходу до
розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах
необхідно проведення додаткових досліджень з роздільного визначення опору
ґрунту під нижнім кінцем та на бічній поверхні.
31

У 2010 р. Шалгіновим Р.В. був запропонований метод визначення несучої
здатності ін'єкційних паль у супісках пластичних та суглинках м'якопластичних
- текучопластичних:

де R – розрахунковий опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі, кПа;
обж
r - радіальний тиск обтиснення стовбура палі ґрунтом, кПа; Супл – питоме
зчеплення ущільненого навколопальового ґрунту; інші позначення ті самі, що у
формулі (9) [38].
Аналіз формули (1.20) та зіставлення їх із дослідженнями властивостей слабких
глинистих ґрунтів, наведеними в загальнодоступних джерелах, показав, що
прийнятий підхід має ряд припущень, які можуть суттєво позначитися на
результатах визначення несучої здатності ін'єкційних паль у слабких глинистих
ґрунтах. Так, у формулі (1.20) тиски обтиснення стовбура визначається як суму
бічного тиску ґрунту на палю та критичного тиску (тиск, при якому на стінці
свердловини виникають пластичні деформації); при цьому, релаксація напруг у
ґрунті, після припинення розширення свердловини та твердіння бетонною
сумішшю не враховується. Питоме зчеплення ґрунту Супл у формулі (1.20)
визначається залежно від щільності ρупл та коефіцієнта пористості еупл
ущільненого навколопальового ґрунту.
При цьому коефіцієнт пористості ущільненого ґрунту еупл дорівнює:

де ρs – щільність частинок ґрунту; ρупл - щільність ґрунту, ущільненого при
розширенні свердловини, визначається залежно від величини тиску нагнітання
бетонної суміші; w - вологість ґрунту; 0,8 – коефіцієнт, що враховує зниження
вологості навколопальового ґрунту при розширенні свердловини.
Недоліком такого підходу до визначення ρупл у слабких глинистих ґрунтах є те,
що процес ущільнення навколопальового ґрунту приймається як умовно
миттєвий процес, без урахування обмеженості періоду розширення свердловини
часом твердіння бетонної суміші. Це прийнятне тільки для добре фільтрованих
ґрунтів, що швидко ущільняються. Крім того, коефіцієнт, що враховує зниження
вологості навколопальового ґрунту при розширенні свердловини буде
дорівнювати 0,8 тільки для вузького кола ґрунтових умов, так як залежить від
коефіцієнта пористості, коефіцієнта фільтрації та інших характеристик
конкретного глинистого ґрунту.
Далі, розглянемо питання, пов'язані зі стійкістю ін'єкційних паль у слабких
глинистих ґрунтах. Залежно від деформаційних характеристик ґрунту, палю
розраховують або як пружний стрижень з початковим вигином (Е ≤ 5МПа), або
32

як стрижень, жорстко защемлений у ґрунті (Е > 5МПа). Згідно з діючими
нормативними документами відносне викривлення осі палі при проходці
свердловини може досягати 0,002 – 0,005. До недоліків існуючого підходу можна
віднести слабо обґрунтоване визначення розрахункової довжини палі і не повний
облік величини відсічі ґрунту [11].
У 1961 р. К. Терцаги було запропоновано, що руйнація довгих гнучких паль у
ґрунті може відбуватися тільки внаслідок витріщання. Тоді критична сила
обчислюється так:

де m - число напівхвиль синусоїди, за якою паля може зігнутися в ґрунті;
EI – згинальна жорсткість палі.
Коноваловим П. А. [12], а також Джантимировим Х.А та Федоровим Б.С. було
встановлено, що стійкість буроін'єкційних паль (включаючи ін'єкційні) не
залежить від довжини палі та умов загортання в ростверк. Відповідно до [11],
стійкість паль визначається за формулою:
. α=Р/Ркр (1.23)
де Р - навантаження, що діє на палю;

– критичне навантаження що викликає поздовжній вигин палі; k – коефіцієнт
ліжка ґрунту, що оточує палю; d – діаметр палі; Е, I – модуль пружності палі та
наведений момент інерції, відповідно.
Втрата стійкості палі відбувається при досягненні критичного навантаження на
палю. Даний метод визначення несучої здатності необхідно розглядати як перше
наближення до вирішення поставленого завдання. Для забезпечення надійності
щодо стійкості за цим методом вводиться коефіцієнт запасу, що дорівнює трьом.
У 1985 р. Х.А. Джантимировим було вирішено завдання про стійкість стрижня
в пружному напівпросторі, з модулем деформації як для лінійно-деформованого
середовища. Критичне навантаження у разі обчислюється за формулою:

де EI – згинальна жорсткість стрижня;
d - довжина стрижня;
B(u) – функція впливу навантаження на вигин.
Основними труднощами визначення стійкості буроін'єкційних паль у слабких
глинистих ґрунтах за даною методикою є визначення граничних умов розрахунку
півхвилі вигину на різних глибинах.
Для визначення стійкості ін'єкційних паль у слабких водонасичених глинистих
ґрунтах В.М. Улицьким та К.Г. Шашкіним отримано диференційне рівняння
33

вигнутої осі для деформованої схеми, що враховує наявність початкового
викривлення і гнучкість стовбура палі [43]. В результаті було встановлено, що
відмінність при розрахунках за деформованою та недеформованою схемам
становить 30%. Під час проведення розрахунків для слабких глинистих ґрунтів
будівельного майданчика було виявлено, що критична сила перевищує несучу
здатність паль по ґрунту більш ніж у 10 разів, таким чином, втрата стійкості
буроін'єкційних паль малоймовірна [42].
Одним з важливих аспектів, що впливають на проектування та влаштування
ін'єкційних паль є правильне призначення зусилля вдавлювання ін'єктора, для
його занурення на задану глибину та формування свердловини необхідного
діаметра. Важливість вирішення цього питання зростає, якщо взяти до уваги, що
основна сфера застосування таких паль – реконструкція фундаментів будівель,
отже, здебільшого можливість застосування крупногабаритних механізмів
відсутня. Крім того, як упори найчастіше використовують існуючі будівельні
конструкції.
Визначення зусилля вдавлювання має багато спільного зі знаходженням несучої
здатності ґрунту (гранично критичного навантаження) під нижнім кінцем
ін'єктора, з урахуванням його конструктивних особливостей ін'єктора. При
розрахунку несучої здатності дисперсних ґрунтів основи виділяють дві основні
групи: розрахунки у стабілізованому та нестабілізованому стані.
Розрахунки дисперсних ґрунтів у стабілізованому стані ґрунтуються на законі
Кулона, що встановлює зв'язок між нормальними та дотичними напругами:

де τ - граничні дотичні напруги; σ - граничні нормальні напруги, υ - кут
внутрішнього тертя ґрунту; с – питоме зчеплення ґрунту.
Вперше завдання по визначенню граничного критичного навантаження в плоскій
постановці для невагомого ґрунту було вирішено у 1920 – 1921 рр. Л. Прандтлем
та Г. Рейснером у вигляді:

Одним з перших рішень, застосовних для практичних завдань щодо визначення
середнього по підошві граничного вертикального тиску, що відповідає несучій
здатності ґрунту, було отримано К. Терцаги в наступному вигляді:

де - питома вага ґрунту; b – ширина підошви фундаменту; γ'- питома вага ґрунту
вище підошви фундаменту (привантаження); d - глибина закладення фундаменту;
ξγ, ξq, ξс - коефіцієнти форми, що визначаються в залежності від співвідношення
34

сторін фундаменту; Nγ, Nq, Nс - коефіцієнти несучої здатності, що визначаються
залежно від кута внутрішнього тертя.
Наведене класичне рішення враховує наявність власної ваги ґрунту, кут
внутрішнього тертя та зчеплення. Також вирішенням питань обліку власної ваги
ґрунту при визначенні його несучої здатності займалися Г. Мейергоф (1951 р.), Й.
Хансен (1971 р.), А. Весіч (1974 р.) та інші.
Крім суворих аналітичних рішень широке застосування отримав
графоаналітичний метод визначення несучої здатності ґрунту Строганова А.С.,
розроблений для різних випадків випирання ґрунту з підошви фундаменту.
В даний час розвиток теорії граничної рівноваги дисперсних ґрунтів у
стабілізованому стані йде за двома основними напрямками: для умов плоскої та
вісесиметричної задачі. Розв'язання другої групи завдань викликає найбільші
труднощі, пов'язані з розкриттям статичної невизначеності в умовах повної
пластичності ґрунтів.
Роботи у цьому напрямі велися такими вченими як А. Како, Ж. Керезель, В.В.
Соколов, Н.А. Цитович, А.А. Бартоломей, Б.В. Бахолдін, В.М. Морозов, З.Г. Тер-
Мартиросян, С.С. Тимофєєв, М.І. Горбунов-Посадов, А.А. Григорян, В.Г.
Березанцев, Ф.К. Лапшин, Л.С. Амарян, Г.К. Бондарік, Ю.А. Єльцов, А.Н.
Аптукова, В.А. Велданова, С.В. Федорова, Л.Г. Маріупольський, Ю.Г.
Трофіменков, В.Б. Швець, А.Ю. Ішлінський, Д.Г. Копаниця, А.А. Югов, В.Г.
Федоровський, А.Я. Сагомонян, В.В. Соколовський та ін. Великий внесок у
розвиток рішень задач теорії граничної рівноваги в останні роки внесли А.М.
Караулов, К.В. Корольов, К.В. Шашкін [10, 12, 45, 47].
У сучасній нормативній літературі [37] вертикальну складову сили граничного
опору основи Nu складеного нескальними (глинистими) ґрунтами визначають за
формулою, що базується на строгих рішеннях теорії граничної рівноваги ґрунтів
для шорсткого фундаменту з випиранням за схемою Прандтля:

де - питома вага ґрунту; b, l – ширина та довжина підошви фундаменту; γ’-
питома вага ґрунту вище за підошву фундаменту (привантаження); d - глибина
закладання фундаменту; ξγ, ξq, ξс - коефіцієнти форми, що визначаються залежно
від співвідношення сторін фундаменту; Nγ, Nq, Nс - коефіцієнти несучої
здатності, обумовлені залежно від кута внутрішнього тертя.
А.М. Карауловим, Ю.С. Соловйовим (1990-2000 рр.), а пізніше К.В. Корольовим,
в результаті аналізу формули (1.28) було встановлено, що результати розрахунків
несучої здатності ґрунту за формулою (1.28) добре співвідносяться зі строгими
рішеннями теорії граничної рівноваги, включаючи графоаналітичний метод О.С.
Строгонова [12]
35

Розрахунки ґрунтів у нестабілізованому стані згідно [37] визначаються за
формулою (1.11) К. Терцаги, наведеною вище. У цьому випадку, вводиться
припущення, що в момент застосування зовнішнього навантаження на ґрунти
основи тиск під підошвою фундаменту повністю сприймається поровою водою,
кут внутрішнього тертя ґрунту наближуватися до нуля, а міцність ґрунту
характеризується тільки його питомим зчепленням, отриманим при
консолідовано-дренованому зрушенні. Тоді, граничний вертикальний тиск, що
відповідає несучій здатності ґрунту, можна визначити за формулою Прандтля для
ідеально-зв'язних ґрунтів (υ=0, c≠0) [45]:
pu= 5,14c+γ’d - для плоского завдання (1.29)
pu= 5,7c+γ’d - для вісесиметричної задачі (1.30)
Цей підхід є окремим рішенням теорії граничної рівноваги ґрунтів, а прийняті в
ньому припущення є прийнятними для великого кола завдань [12].
У роботі [48] запропоновано метод визначення зусилля вдавлювання ін'єктора
ін'єкційних паль у глинисті ґрунти (супіски пластичні, суглинки м'якопластичні),
заснований на рішенні Бахолдіна Б.В. і Лапшина Ф.К., який вкотре працює для
визначення осідання забивних паль суцільного перерізу. При цьому, наявність
повітряних зазорів, а також вплив їх на напружено-деформований стан ґрунту під
нижнім кінцем ін'єктора не враховувалося. Крім того, геометричні розміри зон
граничної рівноваги прийняті в роботі [48] для спрощення прямокутними.
Невідповідність прийнятої форми зон граничної рівноваги під нижнім кінцем
ін'єктора при його втиску фактичної, а також не облікованої наявності повітряних
зазорів між ін'єкторною трубою та стінками свердловини призводять до значних
похибок розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора (розбіжності до ±35%).
Висновки за розділом 1
В результаті виконаного огляду досліджень процесів, що відбуваються при
влаштуванні та подальшій роботі ін'єкційних паль у глинистих ґрунтах, можна
виділити таке:
1. В даний час, технології влаштування ін'єкційних паль отримують дедалі більше
застосування у різних галузях будівництва. Однак, основне застосування
ін'єкційні технології знаходять при посиленні та реконструкції фундаментів, що
пояснюється можливістю їх застосування у стиснених умовах та в умовах
щільної міської забудови.
2. Незважаючи на велику практику застосування ін'єкційних паль в Україні і за
кордоном, надійних методів розрахунку їхньої несучої здатності вкрай мало,
особливо у слабких глинистих ґрунтах. Існуючі методи мають різні обмеження за
ґрунтовими умовами і тісно пов'язані з технологією їх устрою, або носять суто
емпіричний характер і ґрунтуються на результатах польових експериментів,
отриманих на конкретному майданчику будівництва.
36

3. Крім удосконалення методів розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль у
слабких глинистих ґрунтах гостро стоїть питання про розробку методу
розрахунку зусилля вдавлювання ін'єкторів ін'єкційних паль у слабкі глинисті
ґрунти, який дозволив би з достатньою точністю підібрати обладнання для їх
занурення, а також визначити величину зусилля, що передається на існуючі
конструкції будівель, при їх використанні як упори. При цьому, для більш
широкого застосування методу на практиці, в розрахунках повинні
використовуватися, по можливості, лише характеристики ґрунтів, одержувані при
стандартних інженерно-геологічних дослідженнях.
4. Огляд досліджень про роботу ін'єкційних паль у глинистих ґрунтах показав
актуальність та практичну значимість даного напрямку, а також дозволив
сформулювати мету магістерської роботи та основні завдання досліджень.

37

РОЗДІЛ 2. АНАЛІЗ МЕТОДУ ВИЗНАЧЕННЯ ЗУСИЛЛЯ ВДАВЛЮВАННЯ
ІН'ЄКТОРА ПАЛЬ, ЩО ВИГОТОВЛЯЮТЬ ІН’ЄКТУВАННЯМ
МАТЕРІАЛІВ
2.1 Обґрунтування методики до визначення зусилля вдавлювання ін'єктора
у зв’язний глинистий ґрунт.
Одним із основних параметрів, який необхідно визначити на етапі
влаштування свердловини є зусилля вдавлювання ін'єктора. Очевидно, що
залежно від ґрунтових умов майданчика будівництва, глибини занурення та
площі нижнього кінця ін'єктора зусилля вдавлювання буде різним. Відповідно до
методу влаштування ін'єкційних паль [26] вдавлювання ін'єктора проводять
секціями по 0,5 - 1,5 м, які з'єднують один з одним на зварюванні. Упорами для
вдавлювання служать спеціальні пристрої (вантажні платформи, анкера та ін.), а
також існуючі будівельні конструкції будівель (ростверки, фундаменти та ін.).
Зазвичай, роботи з посилення фундаментів ін'єкційними палями ведуться в
стиснених умовах, що обмежує як можливості використання великогабаритних
важких механізмів, так і величину реактивного зусилля, що передається на
існуючі конструкції будівель та споруд. Основна відмінність при зануренні
ін'єктора розглядаємої конструкції від класичних, полягає в тому, що при його
зануренні між ін'єкторною трубою і ґрунтом формується повітряний зазор, що
згодом заповнюється бетоном (мал. 2.1). Наявність повітряного зазору
призводить до усунення сил тертя по бічній поверхні ін'єктора у процесі його
занурення. Зусилля вдавлювання ін’єктора в глинистий ґрунт за рахунок
наявності повітряного зазору може знижуватися в 1,5…4 разу [24].
Слід зазначити, що при влаштуванні ін'єкційних паль у слабких глинистих
ґрунтах з показником плинності IL=0,75 повітряний зазор може опливати
безпосередньо в процесі занурення ін'єктора, і ін’єкторна труба буде стикатися з
глинистим ґрунтом порушеної структури (ґрунтовим шламом) і сили тертя при
зануренні будуть незначні. Було запропоновано метод розрахунку зусилля
вдавлювання ін'єкторів [48] заснований на методах розрахунку паль за
деформаціями Б.В. Бахолдіна та Л.С. Лапідуса. При цьому, точність
розробленого методу становить ± 25%…35% (див. розділ 1), що в умовах
реконструкції може істотно вплинути на можливість занурення ін'єкторів на
задану глибину і формування свердловини необхідного діаметра. З метою
підвищення точності розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора ін'єкційної палі
було вирішено вдосконалити метод розрахунку, наведений у роботі [48], взявши
за основу існуючі методи розрахунку несучої здатності ґрунту, засновані на
суворих рішеннях теорії граничної рівноваги ґрунтів. При аналізі методу
розрахунку зусилля вдавлювання приймалося до уваги наступне: 1. Опір ґрунту
зануренню ін'єктора відбувається лише на рівні його нижнього кінця. Сили тертя
38

з бокової поверхні ін'єктора або малі, або відсутні, і можуть не враховуватися в
розрахунках. 2. Точність методу розрахунку повинна бути достатньою, щоб
підібрати обладнання, що вдавлює, і визначити реактивне зусилля в існуючих
конструкціях, що використовуються як упори. При визначенні зусилля
вдавлювання ін'єктора в ґрунт, на відміну від класичної постановки задачі про
знаходження несучої здатності ґрунту, шуканою є не мінімальна, а максимальна
величина граничного навантаження на ґрунт основи.
Крім того, не одне з існуючих рішень не відображає повною мірою процес
формування граничних областей навколо вістря (нижнього кінця) ін'єктора, що
розглядається, з урахуванням наявності повітряних зазорів між ін'єкторною
трубою і стінкою свердловини. Отримання суворих рішень пов'язане з великими
труднощами щодо обрисів граничних поверхонь в осесиметричній постановці
завдання. Розглянемо процес вдавлювання ін'єктора в глинистий ґрунт.
Вдавлювання ін'єктора слід розглядати як процес впровадження стрижня в
ґрунтове середовище. Відомо, що цей процес супроводжується переміщенням
ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора в сторони та вниз від його вертикальної осі
[47]. Зі зростанням вдавлювального зусилля напружено-деформований стан
ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора змінюється. Спочатку, при напругах менше
початкового критичного під нижнім кінцем ін'єктора розвивається процес
ущільнення ґрунту [46, 47]. Грунт переміщається, переважно, вздовж
вертикальної осі. Зі збільшенням навантаження під нижнім кінцем ін'єктора
утворюються зони пластичних деформацій (зони зрушень) і відбувається
вичавлювання ґрунту в сторони від осі ін'єктора. Подальше зростання
навантаження до граничної критичної призводить до втрати стійкості ґрунту під
нижнім кінцем ін'єктора (мал. 2.2), що характеризується зростанням переміщень
ґрунту без істотного збільшення навантаження на ін'єктор. Очевидно, що
переміщення ґрунту в додільній фазі не великі в порівнянні з довжиною ін'єктора,
і їх можна знехтувати. Основна частка переміщень ін'єктора відбувається після
того, як напруги в ґрунті під нижнім кінцем ін'єктора досягають значень його
здатності, що несе, і відбувається втрата стійкості ґрунту. Отже, за зусилля
вдавлювання ін'єктора може бути прийняте таке значення зовнішньої
поздовжньої сили, при якому відбувається втрата стійкості під його нижнім
кінцем. Тоді, враховуючи конструктивні особливості ін'єктора, його занурення
можна розглядати як вдавлювання шорсткого штампу в дно (забій) заздалегідь
влаштованої свердловини (мал. 2.1), а зусилля Nвд, необхідне для вдавлювання
ін'єктора, може бути визначено аналогічно силі граничного жорстким штампом,
складеного дисперсними ґрунтами (наприклад, з використанням рекомендацій
нормативних документів [37]) з урахуванням зниження характеристик міцності
39

слабких глинистих ґрунтів, внаслідок їх переходу в нестабілізований стан і
руйнування структурного каркасу.

Мал. 2.1 – Схема влаштування Мал. 2.2 – Утворення зон граничної
свердловини ін'єкційної палі при рівноваги у рівні нижнього кінця
зануренні ін'єктора: 1 – металева ін'єктора: 1- перфорована ін'єкторна
ін'єкторна перфорована труба; 2 – труба; 2- наконечник з металевих
металевий плоский диск розширення пластин та дисків; 3- повітряний зазор
нижньої секції ін'єктора; 3 – металеві між ін'єктором та стінкою
ребра жорсткості; 4 - повітряний свердловини; 4 – області граничної
зазор між ін’єкторною трубою та рівноваги.
ґрунтом (стінкою свердловини); 5 –
металеві плоскі кільця розширення,
що встановлюються за довжиною
ін'єктора.
Вертикальну складову сили граничного опору підстави Nu складеного
нескельними (глинистими) ґрунтами можна визначити за формулою (2.1) де γ -
питома вага ґрунту; b, l – ширина та довжина підошви фундаменту; γ'- питома
вага ґрунту вище підошви фундаменту (привантаження); d – глибина закладення
фундаменту; ξγ, ξq, ξс - коефіцієнти форми, що визначаються залежно від
співвідношення сторін фундаменту; Nγ, Nq, Nс - коефіцієнти несучої здатності,
що визначаються залежно від кута внутрішнього тертя. Даний метод визначення
несучої здатності ґрунту заснований на суворих рішеннях теорії граничної
рівноваги ґрунтів. За даними Караулова А.М., Соловйова Ю.І. та Корольова К.В.
[12, 13] результати, отримані за формулою (2.1) мають хорошу збіжність з
іншими відомими аналітичними та графоаналітичними рішеннями теорії
граничної рівноваги ґрунтів. Таким чином, враховуючи вищесказане, а також
40

цілі, було вирішено для визначення зусилля вдавлювання ін'єктора взяти за
основу формулу (2.1). Результати аналітичних рішень порівняти з
експериментальними даними та, за необхідності, запровадити поправочні
коефіцієнти.
2.2 Аналіз методу розрахунку зусилля вдавлювання ін'єктора в зв’язний
глинистий ґрунт
2.2.1 Аналіз експериментальних досліджень роботи ін'єкційних паль у глинистих
ґрунтах.
Для вивчення процесів, що відбуваються при влаштуванні та роботі ін'єкційних
паль, були проаналізовані виконані експериментальні дослідження з 12
інєкційними палями довжиною 4,0-5,0 м. Схема розташування влаштованих
натурних ін'єкційних паль С-1 ... С-12 наведена на мал. 2.3. Площадка має рівний
рельєф з перепадом висот на ділянці між свердловинами не більше 0,5 м. alQII-
III), перекритими сучасними насипними ґрунтами (tQIV). У геологічній будові
ділянки на глибину вивченості наведені на мал. 2.4.

Мал. 2.3 – Схема розташування експериментальних ін'єкційних паль
1. Ґрунти насипні, що складаються із суглинків, із включенням гравію до 10 – 15
% та побутових відходів. Потужність шару сягає 2,55 м. 2. Супісок пластична
бура. Потужність шару складає 1,45 - 1,65 м. 3. Супісок текуча бура з
прошарками піску пилуватого. Потужність шару становить 1,65 – 2,35 м. 4.
Суглинок текучий сіро-бурий. Потужність шару 3,0 - 3,1 м. 5. Суглинок
тугопластичний сіро-бурий. Потужність шару 1,25 – 1,45 м.
41

Мал. 2.4 – Інженерно-геологічний розріз аналізованого майданчика: 1 – насипний
шар; 2 – шар суперпластичної консистенції; 3 – супісок текучої консистенції; 4 –
суглинок текучої консистенції; 5 – суглинок тугопластичної консистенції
При бурінні свердловин до глибини 11,0 м розкритий один горизонт ґрунтових
вод на відносній відм. -4,000 м. …-4,200 м від рівня планування. Горизонт
ґрунтових вод витриманий за площею та за глибиною. Водовмісними ґрунтами є
ІГЕ-2 та ІГЕ-3 (мал. 2.4). Водоупором служить тугопластичний суглинок. За
хімічним складом ґрунтові води є гідрокарбонатними магнієво-кальцієвими,
гідрокарбонатними кальцієво-магнієвими. Ґрунтові води водоносного горизонту
щодо бетонів нормальної проникності є неагресивними. По відношенню до
арматури залізобетонних конструкцій підземні води неагресивні при постійному
зануренні і слабоагресивні при періодичному змочуванні. Фізико-механічні
характеристики ґрунтів наведені у табл. 2.1.
Таблиця 2.1. Нормативні значення фізико-механічних характеристик ґрунтів
майданчика
Найменуван-
Щільність ґрунту,
ня 3
г/см Модуль
ґрунту деформації
Е0, МПа
р, Р Р<І
Комп. с тк
Насипний
1 0-2,6 2,6 2,63 1,76 1,25 0,239 0,722 0,87 6,3 0,53 - - - -
ґрунт
Супісок
2 2,6-4,2 1,6 2,67 1,99 1,65 0,177 0,601 0,8 5,3 0,42 21,6 28,7 6,9 11,3
пластичний
Супісок
3 4,2-6,5 2,3 2,67 1,98 1,59 0,235 0,682 0,95 5,0 >1 13,7 27,3 5,6 8,7
текучий
Суглинок
4 6,5-9,6 3,1 2,70 1,99 1,57 0,286 0,737 0,98 8,3 1,1-1,2 13,7 26,0 3,1 4,4
текучий
Суглинок
5 тугопластич 9,6-11 >1,4 2,62 1,97 1,54 0,270 0,699 0,98 9,2 0,35-0,41 30,4 19,3 8,2 14,8
ний
№ ІГЕ
Глибина відбору проб, м
Глибина, м
Природна вологість
ґрунту, w. д.е.
Коефіцієнт пористості е,
д. е.
Ступінь водонасичення Sг,
д. е.
Число пластичності 1р
Показник текучості Il, д. е.
Питоме зчеплення С, кПа
Кут внутрішнього тертя ,
град.
42

Натурні палі С-1…С-12, що влаштовуються, складалися з металевого ін'єктора і
бетонного ствола. Ін'єктори були виконані з перфорованої сталевої труби
діаметром 108 мм та наконечника з металевих пластин у вигляді сталевого
плоского диска з ребрами жорсткості діаметром 188 мм. Перфорація труб
виконувалася в шаховому порядку з кроком висотою 80 мм при діаметрі отворів
20 мм. Залежно від довжини конкретної палі ін’єкторна труба складалася з 8 або
10 секцій по 0,5 м, що нарощуються в процесі занурення ін'єктора і зварюються
між собою ручним електродуговим зварюванням. Верхня секція довжиною 0,6 м
виконувалася із труби без перфорації для подальшого влаштування тампонажу.
Конструктивне рішення ін'єктора наведено на мал. 2.5. Занурення ін'єкторів
здійснювалося із заздалегідь влаштованих шурфів глибиною 1,7...2,0 м
спеціальним гідроциліндром з маслонасосною станцією. Як упори гідроциліндра
використовувався існуючий ростверк. Безпосередньо в процесі занурення
ін'єктора виконувалася реєстрація зміни зусилля вдавлювання за двома
паралельними манометрами МП4-УУ2 (клас точності 1,5), встановлених на
станції маслонасосної. Загалом у ході експерименту було отримано вісімдесят
значень зусилля вдавлювання ін'єкторів, зафіксованих на різних глибинах. Зміна
зусилля вдавлювання ін'єкторів С-1…С-12 по глибині, у графічному вигляді
наведена на мал. 2.6…2.17. У табл. 2.2 наведено середні значення зусилля
вдавлювання по глибині, отримані після обробки 12 графіків занурення
ін'єкторів.

Мал. 2.5 – Експериментальні ін'єкційні палі: а) - конструктивне рішення ін'єктора
(стадія свердловини); б) - готова ін'єкційна паля С1 ... С-7; 1 – сталева
43

перфорована труба; 2 - розширення у рівні нижнього кінця ін'єктора у вигляді
сталевого плоского диска; 3 – сталеві ребра жорсткості; 4 - повітряний зазор між
ін'єктором (ін'єкторною трубою) та стінкою свердловини; 5 - розширення по
довжині ін'єктора у вигляді сталевих кілець.
При зануренні ін'єкторів експериментально було зафіксовано, що між
ін'єкторною трубою та стінками свердловини утворювався повітряний зазор, який
зберігався на тривалий час, аж до заповнення свердловини бетоном (мал. 2.18).
Після занурення ін'єктора до проектної позначки в гирлі свердловини
влаштовується тампон з дрібнозернистого бетону і модулем крупності інертного
заповнювача 2-3.
Бетонна суміш для інєктування виготовлялася безпосередньо на майданчику за
3
допомогою бетонозмішувача ємністю 0,25 м на портландцементі марки М400, з
додаванням суперпластифікатора «С-3» і гашеного вапна. Як заповнювач
використовувався пісок з модулем крупності Мк=2,0–3,0. У результаті
одержувана бетонна суміш відповідала марки М200 з осадкою стандартного
конуса СтройЦНИЛа 14 см. По завершенню схоплювання тампонажу через
ін'єктор здійснювалося нагнітання під тиском (ін'єкцією) рухомої бетонної
суміші. Нагнітання виконувалося штукатурною насосно-змішувальною станцією
3
СО-180. Продуктивність станції складає 2,5 м /годину, дальність подачі складає
по горизонталі – 100 м, по вертикалі – 30 м, максимальний тиск подачі 14,7 бар.
Після повного заповнення свердловини бетонною сумішшю за допомогою насоса
через патрубок спеціальної конструкції (мал. 2.19) подавався додатковий об'єм
3
бетонної суміші (близько 0,05 м ), що призводило до осесиметричного
розширення свердловини в радіальному напрямку до 210...230 мм (див. табл. 2.3).

Мал. 2.6 – Графік зміни зусилля вдавлювання ін'єктора С-1 з глибиною.
44

Мал. 2.7 – Графік зміни зусилля Мал. 2.8 – Графік зміни зусилля
вдавлювання ін'єктора С-2 з глибиною. вдавлювання ін'єктора С-3 з глибиною.

Мал. 2.9 – Графік зміни зусилля Мал. 2.10 – Графік зміни зусилля
вдавлювання ін'єктора С-4 з глибиною. вдавлювання ін'єктора С-5 із глибиною.

45

.
Мал. 2.11 – Графік зміни зусилля Мал. 2.12 – Графік зміни зусилля
вдавлювання ін'єктора С-6 із глибиною. вдавлювання ін'єктора С-7 із глибиною.

Мал. 2.13 – Графік зміни зусилля Мал. 2.14 – Графік зміни зусилля
вдавлювання ін'єктора С-8 із глибиною. вдавлювання ін'єктора С-9 із глибиною.

46

Мал. 2.15 – Графік зміни зусилля Мал. 2.16 – Графік зміни зусилля
вдавлювання ін'єктора С-10 із вдавлювання ін'єктора С-11 із
глибиною глибиною.

Мал. 2.17 – Графік зміни зусилля вдавлювання ін'єктора С-12 із глибиною.

47

Мал. 2.18 – Формування повітряного Мал. 2.19 – Патрубок спеціальної
зазору між ін'єкторною трубою та конструкції для нагнітання бетонної
стінкою свердловини під час суміші у свердловину ін'єкційної палі.
проведення випробувань на
експериментальному майданчику.

Таблиця 2.2 – Зусилля вдавлювання ін'єкторів С-1...С-12 по глибині, отримані
при проведенні експериментальних досліджень
Марка Діаметр Ґрунти під Глибина за- Експериментальні значення
труби/поширення нижнім кінцем нурення зусилля вдавлювання
ін'єктора нижнього кінця, мм ін'єктора. ін’єктора, м ін’єктора,Nвд, кН
1,7 34
Насипний
грунт
2,2 46
58
2,6
Супісок пла-
3,1
стична 68
С1…С12 108/188 4,1 71
4,8
80
Супісок
текучий 5,6 79
6,1 84
Суглинок
6,7 91
текучий
Для контролю якості бетону стовбура палі з приготованих замісів відбиралися
проби бетонної суміші з наступним приготуванням зразків 70х70х70 мм.
Випробування бетонних кубиків на осьовий стиск проводилося методом
руйнування (на пресі). Після досягнення проектного діаметру палі, закачування
бетонної суміші припинялося. Контроль якості виготовлення ін'єкційної палі
проводився шляхом суворого контролю тиску в свердловині та обсягу закачаної
бетонної суміші. Після влаштування всіх ін'єкційних паль відповідно до вимог
нормативних документів [38, 39] було виконано випробування двох з них (С-7, С-
12) статичним навантаженням, що вдавлює, за методикою ДСТУ «Ґрунти.
Методи польових випробувань палями». Навантаження паль вироблялося
48

гідравлічним домкратом ДГ-100, сходами по 25 – 30 кН (2,5 – 3,0 тс). При цьому
за умовну стабілізацію деформацій приймалася величина збільшення осідання не
більше ніж на 0,1 мм за останні дві години спостережень. Значення тиску
визначалося манометром МП4-УУ2 (клас точності 1,5). Вертикальні переміщення
паль заміряли двома індикаторами годинного типу ИЧ50, закріпленими на
нерухомій реперній системі. У результаті несуча здатність паль С-7 і С-12 склала
287 кН при осіданні 17,0 мм і 14,9 мм, відповідно (мал. 2.20, 2.21).
Таблиця 2.3 – Експериментальні дані про тиск ін'єкції та кінцевий діаметр
натурних ін'єкційних паль С-1…С-12

Марка Діаметр свердловини / Витрата ін'єкційного Діаметр палі dсв, мм Тиск ін'єкції pін, кПа
3
палі Довжина палі, м розчину Vін.р-р, м
1 2 3 4 5
С-1 4,5 0,160 220 до 400
С-2 4,2 0,140 210 до 300
С-3 5,0 0,200 230 до 300
С-4 4,0 0,150 220 до 300
С-5 4,0 0,150 220 до 300
С-6 4,2 0,170 230 до 500
С-7 4,5 0,160 220 до 400
С-8 4,5 0,165 230 до 300
С-9 4,8 0,180 220 до 300
С-10 4,8 0,180 220 до 300
С-11 4,5 0,160 220 до 300
С-12 4,7 0,190 230 до 300
Загалом, у ході проведення експериментальних досліджень було отримано такі
результати: відпрацьовано технологію влаштування ін'єкційних паль у слабких
глинистих ґрунтах; експериментально визначено зусилля вдавлювання 12
ін'єкторів ін'єкційних паль С-1…С-12 за різної глибини їх занурення – 1,7 м …
6,7 м (80 точок); експериментально визначено несучу здатність двох натурних
ін'єкційних паль С-7 та С-12; проаналізоване розроблене конструктивне рішення
вузла сполучення ін'єкційної палі зі стрічковим ростверком (розділ 4).
49

Мал. 2.20 – Результати визначення Мал. 2.21 – Результати визначення
несучої здатності натурної ін'єкційної несучої здатності натурної ін'єкційної
палі С-7 статичним навантаженням, палі С-12 статичним навантаженням,
що вдавлює. що вдавлює.
2.3 Теоретичні дослідження технології вдавлювання ін'єктора в глинистий
ґрунт, зіставлення їх з результатами експериментів, аналіз та узагальнення
отриманих даних
В результаті аналізу процесів, що відбуваються при зануренні ін'єктора (див.
п.2.1), вертикальне навантаження (зусилля втискання) ін'єктора на задану
глибину та формування свердловини ін'єкційної палі необхідного діаметра було
вирішено визначати аналогічно максимальної вертикальної складової сили
граничного опору основи Nu складеного дисперсними ґрунтами. Вважаючи, що
вдавлюваємий ін'єктор має плоску круглу підошву радіусом r, шукана
максимальна вертикальна складова сили граничного опору ґрунту під вістрям
ін'єктора Nu буде досягнута при нормативних значеннях фізико-механічних
характеристиках ґрунту та ексцентриситеті докладання вертикального
навантаження рівними нулю. b'=b, l'=l; де b = l =b =l = √(π) ·(r) - наведені розміри
підошви ін'єктора (мал. 2.22), r - радіус сталевого плоского диска в рівні низу
ін'єктора. Отже перетворивши формулу (2.1) вертикальну складову зусилля
граничного опору ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора можна визначити за
формулою:

де γI - питома вага ґрунту нижче вістря ін'єктора, кПа; r - радіус наконечника
2
ін'єктора, м ; γI'- питома вага ґрунту вище вістря ін'єктора (привантаження), кПа;
d – глибина занурення ін'єктора; Nγ, Nq, Nс - коефіцієнти несучої здатності, що
50

визначаються залежно від кута внутрішнього тертя; сI – питоме зчеплення ґрунту,
кПа.
Для оцінки застосування даного підходу до визначення зусилля
вдавлювання було виконано зіставлення значень сили граничного опору основи з
фактичними значеннями зусилля вдавлювання ін'єкторів, отриманими при
проведенні натурних випробувань. Результати зіставлення наведено у табл. 2.4.

Мал. 2.22. Розрахункова схема до визначення вдавлювання Nвд ин’єктора
Таблиця 2.4 – Дослідження залежності між зусиллям вдавлювання ін'єкторів у
слабкі глинисті ґрунти та силою граничного опору ґрунту під нижнім кінцем
ін'єктора при його статичному навантаженні
Розбіжності між Nвд і Nu, %
Глибина
Експериментальні Зусилля граничного
занурення 100% - (Nu /Nвд )·100%
значення зусилля опору ґрунту N за ф.
ін'єктора, м. u
вдавлювання Nвд, кН (2.2), кН
1 2 3 4 5

1,7 34 - -

2,2 46 - -

2,55 58,0 73,37 -26,5
С-1
…С-12 3,1 68,0 85,82 -26,2
4,1 71,0 87,60 -23,4
4,8 80,0 101,27 -26,6

5,6 79,0 116,91 -48,0

6,1 84,0 126,68 -50,8

6,7 91,0 134,40 -47,7
Примітки: 1. Значення Nu для глибин 1,7 м та 2,2 м не визначалося, т.к. ці точки відносяться до насипного ґрунту; 2. Знак «мінус» у стовпці 5
означає, що значення Nвд менше, ніж Nu

Ін’єктори
51

Зіставлення експериментальних значень зусилля вдавлювання ін'єкторів
Nвд,експ в слабкий глинистий ґрунт з розрахунковою силою граничного опору
ґрунту Nu під нижнім кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні
показало, що значення Nu перевищують Nвд,експ на 20...50%, при цьому, Ін'єктор
розбіжності між Nвд,експ і Nu зростає (мал. 2.23). Це пояснюється тим, що при
зануренні ін'єктора слабкі водонасичені глинисті ґрунти під його нижнім кінцем
знаходяться в нестабілізованому стані, зв'язки між частинками ґрунту не
встигають відновлюватися і відбуватися звільнення іммобілізованої води з
руйнуванням структурного каркасу. Вільна вода, що утворилася, призводить до
зниження міцності ґрунту за рахунок збільшення дифузної гідратації частинок
[43, 44]. Характер графіків на мал. 2.23 свідчить про наявність зв'язку між
зусиллям вдавлювання ін'єктора і силою граничного опору ґрунту під нижнім
кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні, а, отже, зусилля
вдавлювання ін'єктора ін'єкційної палі може бути виражено через силу
граничного опору ґрунту. За результатами обробки експериментальних даних про
вдавлювання ін'єктора в слабкі глинисті ґрунти була отримана залежність (мал.
2.24) між зусиллям вдавлювання Nвд і вертикальною складовою сили граничного
опору ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора Nu, яку можна записати в наступному
вигляді:

де qu=Nu/Аин - граничний опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його
статичному навантаженні, кПа.
- вертикальна складова сили граничного
опору ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні, кН;
2 2
Аін =πr – площа розширення нижнього кінця ін'єктора, м .
52

Мал. 2.23 – Зіставлення експериментальних значень зусилля вдавлювання
ін'єктора Nвд,експ (ін'єктори С-1…С-12) із силою граничного опору ґрунту під
нижнім кінцем ін'єктора Nu за його статичному навантаженні: 1 – насипний шар;
0
2 - супісок пластичної консистенції (е = 0,6; IL = 0,42; SR = 0,8; υ = 28,7 ; с=21,6
кПа; Е = 6,9 МПа) 3 - супісок текучої консистенції (е=0,68; IL=1,1; SR=0,95;
υ=27,3 ; с=13,7 кПа; Е=5,6 МПа); 4 – суглинок текучої консистенції (е=0,74;
IL=1,15; SR=0,98; υ=26 ; с=13,7 кПа; Е=3,1 МПа)
√πr – розмір сторони наведеної площі нижнього кінця ін'єктора, м; NY, Nq, Nc –
коефіцієнти несучої здатності ґрунту при вертикальному навантаженні, що
вдавлює. В результаті виконаних досліджень було встановлено, що розрахункові
дані зусилля вдавлювання Nвд, ін'єкторів, які отримані з використанням формули
(2.3), мають хорошу збіжність з експериментами. Відхилення розрахункових
даних від експериментальних не перевищують 12%. Таким чином, порівняння
експериментальних та теоретичних даних дозволяє обґрунтувати можливість
використання запропонованого методу для визначення зусилля вдавлювання
ін'єкторів у глинисті ґрунти.
З використанням формули (1) були виконані розрахунки зусиль вдавлювання
ін'єктора Nвд в слабкий глинистий ґрунт, які зіставлялися з експериментальними
даними (мал. 2.25). Крім того, для перевірки достовірності розрахунків за
формулою (1) були використані результати експериментальних досліджень
вдавлювання ін'єкторів інших авторів, влаштованих на будівельних майданчиках
[21, 22], складених глинистими ґрунтами м'якопластичної – плинної консистенції
з коефіцієнтом водонасичення 0,8 і більше. Результати виконаних розрахунків
зведені у табл. 2.5 та у графічному вигляді наведені на мал. 2.26.
53

Мал. 2.24 – Залежність між зміною зусилля вдавлювання ін'єктора (С-1…С-12) та
силою граничного опору ґрунту Nu під нижнім кінцем ін'єктора при його
статичному навантаженні.

Мал. 2.25 – Зіставлення експериментальних Nвд,експ та розрахункових Nвд значень
зусилля вдавлювання ін'єкторів С-1...С-12: 1 – насипний шар; 2 - супісок
o
пластичної консистенції (е = 0,6; IL = 0,42; SR = 0,8; υ = 28,7 ; с= 21,6 кПа; Е = 6,9
МПа) 3 - супісок текучої консистенції (е=0,68; IL=1,1; SR=0,95; υ=27,3 ; с=13,7
кПа; Е=5,6 МПа); 4 – суглинок текучої консистенції (е=0,74; IL=1,15; SR=0,98;
υ=26 ; с=13,7 кПа; Е=3,1 МПа)

54

Таблиця 2.5 - Порівняння результатів експериментальних і теоретичних зусиль
вдавлювання ін'єкторів в слабкі глинисті ґрунти

Зусилля вдавлювання ін'єктора, кН
Глибина за за по методу
за методом
Ін'єктори занурення експеримен- рекомендаціями Шалгінова
ін'єктора, м (ф.2.3)
том [39] Р.В.[48]

кПа кПа % кПа % кПа %
3 4 5 7 9
1 2 6 8

2,5 58,0 - - - - 57 0,9
3,1 40 41,7 92 -35 65 4,2
68,0
4,1 71,0 51 28,3 93 -30
66 6,8
С1..С12
4,8 25 69,2 59 74 7,1
80,0 26
5,6 79,0 25 68,4 59 25 83 -5,5
84,0 25 70,1 59 29 89 -5,8
6,1
6,7 91,0 25 72,5 33 93 -2,4
61
ИТ-3 5 28,9 25 13,6 30 -2 30 -5,1
ИТ-6 3,5 5,5 6 -11,4 8 -45 6 -11,8
ИТ-8 4,1 21,4 -1,7 47 -117 19 11,4
22

СИ-1 51,0 26 50,4 62 -21 47 8,5
СИ-2 49,0 26 48,4 62 -26 47 4,8
7,2
СИ-3 50,0 26 49,4 62 -23 47 6,8

СИ-4 52,0 26 51,3 62 -19 47 10,3
Примітки: 1. У стовпцях 5,7 та 9 наведено відсоткову розбіжність розрахункового та експериментального зусилля вдавлювання
ін'єктора. 2. У стовпцях 5, 7 і 9 знак «мінус» означає, що експериментальні значення зусилля вдавлювання менші за
розрахункові.
В результаті виконаних досліджень було встановлено, що розрахункові
дані зусилля вдавлювання Nвд, ін'єкторів, які отримані з використанням формули
(2.3), мають хорошу збіжність з експериментами. Відхилення розрахункових
даних від експериментальних не перевищують 12%. Таким чином, порівняння
експериментальних та теоретичних даних дозволяє обґрунтувати можливість
використання запропонованого методу для визначення зусилля вдавлювання
ін'єкторів у глинисті ґрунти.
Експериментальні дані [24], [48] Експериментальні дані
55

Мал. 2.26 – Порівняння результатів розрахунку зусилля вдавлювання (Nвд)
ін'єкторів з даними експериментів (Nвд, експ): 1 – лінія абсолютної збіжності; 2 -
розрахунок Nвд по Шалгінову Р.В. (2010 р.); 3 - розрахунок Nвд за формулою (2.3)
Наприклад, на мал. 2.27 наведено результати розрахунку зусилля вдавлювання
ін'єктора з діаметром наконечника 188 мм у слабкі глинисті ґрунти до глибини 10
м з фізико-механічними характеристиками. Розрахунки показали, що зусилля
вдавлювання ін'єктора в глини текучі (с=5 кПа; υ=6 град) не перевищує 25 кН,
суглинки текучі (с=5 кПа; υ=10 град) – 31 кН, і в супіску текучі (с = 0 кПа; υ = 14
град) - 41 кН.

Мал. 2.27 – Зусилля вдавлювання ін'єкторів у слабкі глинисті ґрунти природного
складання до глибини 10 м за таких характеристик ґрунту: 1 – глина текуча (с=5
кПа; υ=6 град); 2 - суглинок текучий (с= 5 кПа; υ = 10 град); 3 - супісок текучий
(с = 0 кПа; υ = 14 град)

56

Висновки за розділом 2
1. Проаналізовані експериментальні дослідження пристрою та роботи
ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах. Дослідження включали
влаштування 12 натурних ін'єкційних паль (С-1…С-12) довжиною 4,0-5,0 м на
майданчику, складеному глинистими ґрунтами - супісками від пластичної до
текучої консистенції та текучими суглинками. У ході проведення
експериментальних досліджень був відпрацьований спосіб влаштування
ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах, отримані дані про зміну зусилля
вдавлювання ін'єктора по глибині в залежності від фізико-механічних
характеристик ґрунтів, а також виконані випробування натурних паль статичним
вдавлювальним навантаженням
2. Обґрунтовано підхід до визначення зусилля вдавлювання ін'єктора ін'єкційних
паль у слабкі глинисті ґрунти з урахуванням його конструктивних особливостей
та переслідуваних цілей.
3. Для слабких глинистих ґрунтів встановлена залежність між зусиллям
вдавлювання ін'єктора Nвд і вертикальної складової сили граничного опору
ґрунту Nu під нижнім кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні.
Отримані результати дозволили удосконалити метод розрахунку зусилля
вдавлювання ін’єктора ін'єкційних паль у слабкі глинисті ґрунти, необхідного для
занурення ін'єктора на задану глибину та формування свердловини ін'єкційної
палі необхідного діаметра.
4. Виконано зіставлення результатів експериментальних та теоретичних
досліджень зусилля вдавлювання ін'єкторів у слабкі глинисті ґрунти. Зіставлення
показало, що розрахункові дані мають хорошу збіжність із результатами
натурних випробувань, розбіжності вбираються у 12%.

57

РОЗДІЛ 3. АНАЛІЗ МЕТОДІВ ВИЗНАЧЕННЯ НЕСУЧОЇ ЗДАТНОСТІ
ІН'ЄКЦІЙНИХ ПАЛЬ У ЗВ’ЯЗНИХ ГЛИНИСТИХ ГРУНТАХ
3.1 Оцінка процесу формування ін'єкційної палі у зв’язних глинистих
ґрунтах
Влаштування ін'єкційних паль за способом [24, 28] відбувається в два
етапи: на першому етапі влаштовується свердловина шляхом занурення ін'єктора
з розширенням у рівні нижнього кінця; на другому - виконується заповнення
свердловини рухомою бетонною сумішшю з подальшим її розширенням під дією
тиску бетонної суміші. Очевидно, що розширення свердловини в різних
глинистих ґрунтах проходить по-різному і залежить від гранулометричного
складу, вологості, щільності, ступеня водонасичення, коефіцієнта фільтрації та
інших характеристик ґрунту.
Завдання про розширення свердловини ін'єкційної палі має таку
постановку. У ґрунті, за допомогою вдавлювання ін'єктора спеціальної
конструкції, формується циліндрична свердловина радіусом r0. Після занурення
ін'єктора до проектної глибини свердловина повністю заповнюється бетоном.
Потім через патрубок подається додатковий об'єм бетону, тим самим на стінки
свердловини передається тиск рівний р+р0, що перевищує величину р
природного тиску р0 від власної ваги ґрунту. При цьому довжина палі набагато
перевищує радіус свердловини r0 [8-9, 15].
Зі зростанням тиску на стінку свердловини напружено – деформований стан
ґрунту змінюється та проходить три стадії (за Дідухом Б.І. 1987-1990 рр.): стадію
лінійних деформацій (р<pпл), пружнопластичну стадію (рпл ≤p ≤ pпред) та стадію
помірної напруги (р≥рпред). Під впливом тиску на стінку свердловини
відбувається її розширення у радіальному напрямі, а у навколопальовому ґрунті
виникають як об'ємні, так і зсувні деформації.
При цьому для різних глинистих ґрунтів процес деформування
відбуватиметься неоднаково. Більш детально питання осесиметричного
розширення свердловини та деформацій слабких водонасичених глинистих
ґрунтів розглянуті у розділі 1.
Отже, при радіальному розширенні свердловини ін'єкційної палі під тиском
бетонної суміші, що нагнітається, в навколопальовому ґрунті відбувається зміна
його фізико-механічних характеристик, таких як щільність, кут внутрішнього
тертя, питоме зчеплення, коефіцієнт Пуассона та ін., ступінь зміни яких залежить
від швидкості і тривалості процесу розширення свердловини, тиску подачі
бетонної суміші, фільтраційних характеристик ґрунту та інших. При тиску на
58

стінку свердловини, який не перевищує граничного (0<р<pпл), переважають
об'ємні деформації з відтисканням порової води та ущільненням
навколопальового ґрунту. Однак швидкість, як розширення свердловини, так і
ущільнення ґрунту вкрай мала для переважної більшості глинистих ґрунтів. Зі
зростанням навантаження навколо палі (pплр<рпред) утворюються області
пластичних (зсувних) деформацій і процес ущільнення ґрунту змінюється
процесом формозміни, швидкість деформування ґрунту суттєво зростає, а
розширення свердловини відбувається швидше. Подальше зростання тиску на
стінку свердловини (рпред) призводить до утворення в масиві ґрунту надмірного
стану течії ґрунту. У свою чергу, зміна фізико-механічних характеристик ґрунту
під нижнім кінцем ін'єкційних паль, перш за все, відбувається при вдавлюванні
ін'єктора і мало залежить від процесу розширення свердловини в радіальному
напрямку. Отже, для вдосконалення методу розрахунку несучої здатності
ін'єкційної палі Fd необхідно окремо оцінити вплив процесу влаштування таких
паль на роботу слабкого глинистого ґрунту під їх нижнім кінцем та на бічній
поверхні.
3.2 Використання методів розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль у
зв’язних глинистих ґрунтах
3.2.1 Чисельне моделювання роботи ін'єкційних паль у програмному комплексі
«Plaxis-3D»
За умовами роботи в ґрунті ін'єкційні палі, що розглядаються, є висячими
(палями тертя), отже, їхня несуча здатність може бути умовно розділена на
несучу здатність ґрунту під нижнім кінцем палі і по бічній поверхні:
Fd = Fнк + Fбок , (3.1)
де Fнк - опір ґрунту (несуча здатність ґрунту) під нижнім кінцем палі; Fбок - опір
ґрунту (несуча здатність ґрунту) по бічній поверхні палі.
Визначення доданків, що входять у формулу (3.1), шляхом проведення натурних
експериментів, пов'язане з великими труднощами (наприклад, виготовлення та
влаштування тензометричних паль, або проведення інших експериментів). Тому
для окремого визначення несучої здатності ін'єкційних паль було виконано
чисельне моделювання їх роботи в програмному комплексі «Plaxis-3D».
Для вирішення поставленої задачі ін'єкційна паля моделювалася складовою, у
вигляді жорсткої порожнистої труби (pile – circular tube) з наконечником на її
нижньому кінці у вигляді плоского жорсткого штампу (Floor). Застосування такої
моделі палі дозволило окремо оцінювати навантаження її нижнього кінця та
бічної поверхні.
59

Для моделювання ґрунтових умов застосовувалася пружнопластична модель
Мора-Кулона, яка передбачає введення наступних характеристик: E і ν –
відповідно, модуль загальної деформації (модуль Юнга) та коефіцієнт Пуассона
(коефіцієнт поперечної деформації ґрунту);
с і υ – відповідно, питоме зчеплення та кут внутрішнього тертя ґрунту; ψ – кут
дилатансії. Геометричні розміри паль та інженерно-геологічні умови майданчиків
відповідали даним експериментальних досліджень [21-23]. Розміри моделі ґрунту
приймалися такими, при яких подальше її збільшення не призводило до зміни
залежностей осідань ін'єкційних паль від навантажень більш, ніж на 0,5 мм.
На першому етапі було змодельоване спільне навантаження ґрунту під
нижнім кінцем і по бічній поверхні ін'єкційних паль. Характеристики ґрунтів на
бічній поверхні палі в «Plaxis-3D» умовно приймалися рівними природним
значенням. Це з обмеженнями програмного комплексу «Plaxis-3D» з
моделювання процесу розширення свердловини ін'єкційної палі (формування
бетонного ствола) тиском, який перевищує значення граничної міцності ґрунтів.
За результатами моделювання натурних ін'єкційних паль на спільне
навантаження їх нижнього кінця і бічної поверхні (мал. 3.1) були побудовані
графіки осідань паль s залежно від навантаження, що прикладається s=f(N)
(мал.3.2). За критерій несучої здатності ґрунту приймалося навантаження, коли
осідання палі досягало тих самих значень, як і під час проведення натурних
випробувань. Даний підхід до вибору критерію несучої здатності
використовується й іншими. Зіставлення графіків s=f(N) при сумісному
навантаженні ґрунту під нижнім кінцем і на бічній поверхні, отриманих при
проведенні натурних випробувань і при чисельному моделюванні, показало, що
вони мають хорошу збіжність (мал. 3.3). При цьому несуча здатність ін'єкційних
паль за результатами натурних експериментів виявилася більшою на 5...15%, ніж
за даними чисельного моделювання. Це пов'язано з тим, що при моделюванні не
враховувалася зміна фізико-механічних характеристик слабкого глинистого
ґрунту навколо ін'єкційної палі на етапі розширення бетонної суміші
свердловини.
60

Мал. 3.1 – Аналіз результатів чисельного моделювання натурних ін'єкційних
паль: а) паля С-7; б) паля С-12

Мал. 3.2 – Залежності s=f(N) отримані у «Plaxis-3D» для ін'єкційних паль С-7, С-
12 при спільному навантаженні нижнього кінця та бічної поверхні: а) натурна
ін'єкційна паля С-7; б) натурна ін'єкційна паля С-12
Виконано моделювання роздільного навантаження ін'єкційних паль. До
нижньої основи палі (Floor) прикладалося вертикальне навантаження і будувався
графік "осідання - навантаження" s=N(f). Результати моделювання роботи ґрунту
лише під нижнім кінцем ін'єкційної палі наведено на мал. 3.4. За отриманими
61

даними були побудовані графіки залежності осідання від навантаження, що
прикладається до нижнього кінця палі (мал. 3.5). Критерій несучої здатності
приймався аналогічно до спільного навантаження.
При порівнянні результатів моделювання спільного та роздільного (нижнього
кінця) навантаження ін'єкційних паль було встановлено, що при досягненні
осідання 5...7 мм графіки s=f(N), отримані у «Plaxis-3D», стали практично
паралельними (мал. 3.6).
Це відповідає уявленням про зсувне осідання і роботу паль в глинистому ґрунті
[7]. Таким чином, аналіз результатів чисельного моделювання та їх зіставлення з
натурними експериментами свідчить про можливість застосування
запропонованого підходу до роздільного моделювання роботи ґрунту під нижнім
кінцем та на бічній поверхні ін'єкційних паль.
Результати моделювання роботи нижнього кінця натурних ін'єкційних паль,
виконаного в програмному комплексі Plaxis-3D, наведено в табл. 3.1.

Мал. 3.3 – Зіставлення результатів натурних випробувань ін'єкційних паль з
результатами чисельного моделювання в «Plaxis-3D» а) натурна ін'єкційна паля
С-7; б) натурна ін'єкційна паля С-12; 1 – експериментальні дані; 2 – чисельне
моделювання.

62

Мал. 3.4 – Результати чисельного моделювання роботи ґрунту під нижнім кінцем
натурних ін'єкційних паль: а) – натурна ін'єкційна паля С-7; б) - натурна
ін'єкційна паля С-12

Мал. 3.5 – Залежності s=f(N) отримані у «Plaxis-3D» для ін'єкційних паль С-7, С-
12 при навантаженні тільки нижнього кінця: а) натурна ін'єкційна паля С-7; б)
натурна ін'єкційна паля С-12

63

Мал. 3.6 – Зіставлення результатів чисельного моделювання спільного та
роздільного (нижнього кінця) навантаження ін'єкційних паль у «Plaxis-3D» а)
натурна ін'єкційна паля С-7; б) натурна ін'єкційна паля С-12; 1 – роздільне
навантаження; 2 – спільне навантаження.
Таблиця 3.1 – Результати моделювання несучої здатності ґрунту під нижнім
кінцем ін'єкційних паль у програмному комплексі «Plaxis-3D»
Марка Ґрунти під нижнім кінцем Несуча здатність палі під нижнім кінцем
Діаметр палі
ін'єкційної палі палі палі за результатами чисельного

моделювання (FНК), кН
1 2 3 4
С-7 0,22 98,1
Супісок текучий
С-12 0,23
100,1
Си1 0,24
81,0
Супісок текучий
Си3 0,25 87,5
Си4 0,26 95,0
Ис8 0,27 55,0
Ис9 0,30 67,0
Суглинок текучий
Ис10 0,30 67,0
Ис11 0,33 91
Примітка – Натурні палі С-7, С-12 влаштовувалися під час проведення експериментальних досліджень, натурні
палі Си1, С3, Си4, Ис8-Ис11 – Петуховим А.А. [24] та Шалгіновим Р.В. [48].
64

У свою чергу, несучу здатність палі по бічній поверхні можна визначити,
використовуючи наступний відомий підхід [38, 48]:
Fбок = f·h·u (3.2)
де f=(z ·ξ+pобж) tgy +cy -опір ґрунту на бічній поверхні палі, кПа;
u – периметр палі, м;
h - товщина шару ґрунту, що стикається з бічною поверхнею, м;
σz – напруги від власної ваги ґрунту;
робж - додаткове обтиснення палі ґрунтом після розширення свердловини тиском
бетонної суміші;
tgυу - коефіцієнт внутрішнього тертя ущільненого ґрунту навколопальового
простору; cy – питоме зчеплення ущільненого ґрунту навколопальового простору;
ξy - коефіцієнт бокового тиску ґрунту, після розширення свердловини тиском
бетонної суміші.
Для визначення опору ґрунту на бічній поверхні за формулою (3.2) необхідно
знати характеристики навколопальового ґрунту після розширення свердловини
тиском бетонної суміші, що вимагає проведення спеціальних досліджень, які
зазвичай не входять до стандартного комплексу інженерно-геологічних
вишукувань (коефіцієнти фільтрації, Пуассона, бічного тиску, властивості
анізотропії ґрунту та ін.). Крім того, процес визначення опору ґрунту на бічній
поверхні f ін'єкційної палі ускладнює наявність хвилеподібної (нерівної) поверхні
її ствола та перемішування ґрунту в безпосередній близькості від палі з
«цементним молоком». Тому, було вирішено опір ґрунту на бічній поверхні f
визначати з використанням характеристик ґрунту природного складання, а
збільшення несучої здатності ін'єкційної палі на бічній поверхні Fбок враховувати
коефіцієнтом умови роботи ґрунту γcf .
Тоді, коефіцієнт умов роботи γcf ґрунту на бічній поверхні ін'єкційної палі можна
записати у вигляді:
γcf =(Fбок,pl/ Fбок,) (3.3)
де Fбок,pl - несуча здатність палі по бічній поверхні, визначена як різницю між
загальною несучою здатністю палі по ґрунту Fd , отриманої експериментально, і
здатністю, що несе під нижнім кінцем палі Fнк, отриманої чисельно;
Fбок – опір ґрунту на бічній поверхні ін'єкційної палі, отриманий при його
природних характеристиках.
Опір ґрунту на бічній поверхні ін'єкційної палі, отриманий за його природних
характеристик можна визначити за формулою:
65

Fбок = uΣ[(σzi ξі tgυi +ci)hi] (3.4)
де hi - товщина i-го шару ґрунту, що стикається з бічною поверхнею палі, м;
u – зовнішній периметр палі;
σzi - напруги від власної ваги ґрунту, розташованого вище i-го шару;
tgυi - коефіцієнт внутрішнього тертя i-го шару ґрунту;
ξі - коефіцієнт бічного тиску i-го шару ґрунту;
сi - питоме зчеплення i-го шару ґрунту.
У таблиці 3.2. наведено результати зіставлення несучої здатності ґрунту на
бічній поверхні ін'єкційних паль, отриманих за формулою (3.4), а також з
використанням експериментальних даних та чисельного моделювання.
Таблиця 3.2 – Зіставлення несучої здатності ґрунту на бічній поверхні ін'єкційних
паль, отриманих за формулою (3.4), а також з використанням експериментальних
даних та чисельного моделювання
Несуча здатність ґрунту на бічній поверхні ін'єкційної палі, кН
Коефіцієнт умов
Марка палі
за експериментальними роботи ґрунту на

при розрахунку за формулою даними та чисельним бічній поверхні
(3.4) моделюванням

С-7 123,8 188,9 1,5
С-12 133,4 186,9 1,40
Си-1 99,7 119,0 1,19
Си-3 103,4 112,5 1,09
Си-4 107,1 135,0 1,26
Ис8 65,0
61,2 1,06
Ис9 68,02 70,5 1,04
Ис10 68,02 70,5 1,04
Ис11 77,1 96,5 1,25
Аналіз результатів, отриманих за формулою (3.3), показав, що значення
коефіцієнта γcf коливаються від 1,04 до 1,5 (табл. 3.2). Це свідчить про
поліпшення умов роботи ґрунту на бічній поверхні ін'єкційної палі, яке
обумовлене утворенням цементно-ґрунтової сорочки на межі «паля-ґрунт» при
радіальному розширенні свердловини бетонною сумішшю та формуванням
нерівної поверхні стовбура палі, а також процесами фільтрації. За результатами
обробки даних табл. 3.2 встановлено, що середні значення коефіцієнта умов
66

роботи ґрунту на бічній поверхні ін'єкційних паль γcf можуть бути прийняті 1,25 –
для супісків пластичних – текучих і 1,05 – для суглинків текучепластичних при
даних значеннях коефіцієнта γcf, досягається найбільша збіжність при
найменшому середньоарифметичному та середньоквадратичному відхиленні.
При цьому, у супісках поліпшення роботи ґрунту на бічній поверхні проявляється
краще (γcf=1,25), ніж у суглинках (γcf=1,05), що можна пояснити вищими
фільтраційними характеристиками.

3.2.2 Розрахунок несучої здатності ін'єкційних паль з використанням даних про
опір ґрунту вдавлюванню ін'єктора
Численні дослідження, що проводяться в нашій країні і за кордоном, показали,
що процеси, що проходять під вістрям паль різного поперечного перерізу, є
ідентичними і мало залежать від їхнього розміру. Отже, розрахунковий опір
ґрунту під нижнім кінцем палі повинен мати зв'язок із опором ґрунту
вдавлюванню ін'єктора, аналогічно з опором впровадженню зонда. Тоді,
використовуючи підхід до визначення несучої здатності ін'єкційних паль за
даними статичного зондування ґрунтів, розрахунковий опір слабкого глинистого
ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі визначається шляхом введення
перехідного коефіцієнта γcR :
Fнк =Rнк А = γcR qвд A (3.5)
де Rнк - розрахунковий опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі, кПа;
qвд= Nвд /Аін опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його вдавлюванні, кПа;
0.37976
Nвд = 3,86(qu) · Аiн – зусилля вдавлювання ін'єктора;
. qu= Nu /Аін - граничний опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його
статичному навантаженні, кПа;
– вертикальна складова сили граничного опору
ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його статичному навантаженні, кН;
2 2
Аін =πr - площа розширення нижнього кінця ін'єктора, м ;
. πr- розмір сторони приведеної площі нижнього кінця ін'єктора, м;
NY, Nq, Nc – коефіцієнти несучої здатності ґрунту при вертикальному
навантаженні, що вдавлює.
2
А – площа поперечного перерізу ін'єкційної палі, м ;
γcR – перехідний коефіцієнт від опору ґрунту вдавлюванню ін'єктора до опору
ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі.
Слід зазначити, на думку ряду вчених [41], на величину коефіцієнта γcR,
більшою мірою, впливає не діаметр зонда, а яке конструктивне рішення.
67

Перехідний коефіцієнт γcR між опором ґрунту вдавлюванню ін'єктора qвд і
розрахунковим опором ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі Rнк можна
визначити використовуючи експериментальні дані зусилля вдавлювання qвд,е і
результати чисельного моделювання опору ґрунту під нижнім кінцем ін’єктора
pl
R нк. Тоді, коефіцієнт γcR дорівнюватиме:
pl
γcR =R нк. / qвд,е (3.6)
pl
де R нк - опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі, отриманий з
використанням чисельного моделювання в «Plaxis-3D»;
qвд,е – опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його зануренні, отриманий за
результатами натурного експерименту;
Зіставлення експериментальних даних опору ґрунту вдавлюванню ін'єктора та
результатів чисельного моделювання наведено у табл. 3.3.
Таблиця 3.3 – Результати досліджень перехідного коефіцієнта γcR між опором
ґрунту вдавлюванню ін'єктора qвд та розрахунковим опором ґрунту під нижнім
кінцем ін'єкційної палі Rнк
Опір ґрунту під Експериментальні Відношення опору ґрунту під
Марка pl
нижнім кінцем палі дані опору зануренню нижнім кінцем палі R нк до
палі pl
R нк («Plaxis-3D» ін'єктора, qвд,е кПа
опору зануренню ін'єктора
кПа qвд,%

3 4
1 2
С-7 2467,3 3170,2 0,78
С-12 2409,4 3278,3 0,73
Си1 1790,5 1801,3 0,99
Си3 1782,6 1765,2 1,01
Си4 1789,4 1837,3 0,97
Ис8 960,6 910,0 1,06
Ис9 947,9 895,4 1,06
Ис10 947,9
880,1 1,08
Ис11 1064,0 995,3 1,07

Аналіз зміни коефіцієнта γcR залежно від опору ґрунту під нижнім кінцем
ін'єктора qвд показав, що найбільша збіжність при найменшому
68

середньоквадратичному відхиленні досягається при використанні наступної
апроксимуючої функції (мал. 3.7):
γcR = −0,232Ln (qвд) + 2,6346 (3.7)
Виконані розрахунки показали, що при опорі ґрунту вдавлюванню ін'єктора до
qвд = 3500 кПа коефіцієнт γcR коливається в межах γcR = 0,75…1,1 (мал. 3.7).
Однак, у слабких глинистих ґрунтах при швидкостях занурення ін'єктора до
0,5...1,0 м/хв коефіцієнт γcR слід приймати не більше 1,0, що узгоджується з
результатами досліджень Е. Мензенбаха, Ж. Керезеля, А. Пека (1960- 1970 рр.) та
інших, а також з даними, наведеними в [39] для статичного зондування ґрунтів.

Мал. 3.7 – Залежність між перехідним коефіцієнтом γcR та опором ґрунту
вдавлюванню ін'єктора qвд
Остаточно формулу визначення несучої здатності ін'єкційної палі за допомогою
даних про опір ґрунтів вдавлюванню ін'єктора можна записати як:
Fd= γcR qвд A + γcf UΣ[fi·hi] (3.8)
де qвд - опір ґрунту під нижнім кінцем ін'єктора при його вдавлюванні;
2
А – площа поперечного перерізу ін'єкційної палі, м ; u - зовнішній периметр
палі, м; hi - товщина i-го шару ґрунту, що стикається з бічною поверхнею палі, м;
fi – розрахунковий опір ґрунту на бічній поверхні палі, що визначається як
fi = Σ[(ziξitgi+c); σzi - напруги від власної ваги ґрунту, розташованого вище i-го
шару; tgυi - коефіцієнт внутрішнього тертя i-го шару ґрунту;
ξi - коефіцієнт бічного тиску i-го шару ґрунту; сi - питоме зчеплення i-го шару
ґрунту; γcR – коефіцієнт умови роботи під нижнім кінцем ін'єктора за формулою
(3.7), але не більше 1,0; - коефіцієнт умов роботи ґрунту на бічній поверхні палі,
69

який дорівнює: 1,05 - для суглинків текучепластичних, 1,25 - для супісків
пластичних - текучих;
Результати визначення несучої здатності ін'єкційних паль з використанням даних
про опір ґрунтів вдавлюванню ін'єктора та їх зіставлення з експериментальними
даними наведено у табл. 3.4
Таблиця 3.4 - Зіставлення несучої здатності ін'єкційних паль, отриманих за
формулою (3.8) з експериментальними даними
Несуча здатність палі за розрахунком Розбіжність з
Несуча здатність за
(формула (3.8)), кН експеримен-
Марка експериментальними
тальними
палі даними, кН Загальна Нижнього
Бічної поверхні даними, %
кінця

3 4 5
1 2 6
С-7 287 251,0 96,3 154,70 12,5
С-12 287 269,8 103,0 166,72 6,0
Си1 200 197,6 73,0 124,63 1,2
Си3 200 207,2 78,0 129,24 -3,6
Си4 230 220,8 86,9 133,85 4,0
Ис8 120 117,1 52,9 64,28 2,4
Ис9 137,5 137,2 65,7 71,42 0,5
Ис10 137,5 137,2 65,7 71,4 0,5
Ис11 187,5 174,3 93,4 80,94 7,0
Примітка – Знак «–» у стовпці 6 означає, що несуча здатність за експериментом менша, ніж за
розрахунком.
Таким чином, несуча здатність ін'єкційних паль, яка отримана з використанням
даних про опір ґрунту вдавлюванню ін'єкторів, має хорошу збіжність із
результатами натурних досліджень. Розбіжності не перевищують 15%.
3.3 Розрахунок несучої здатності ін'єкційних паль за результатами
статичного зондування
Одним із достовірних методів визначення несучої здатності забивних
залізобетонних паль Fd є метод, заснований на результатах статичного
зондування ґрунтів [32-33]. Однак, до цього часу такий підхід щодо несучої
здатності ін'єкційних паль практично не застосовувався.
70

Відповідно до чинних нормативних документів [38, 39], часткове значення
граничного опору забивної палі в точці зондування, слідує визначати за
формулою:
Fu =Rs А + fhu (3.9)
де Rs - граничний опір ґрунту під нижнім кінцем палі за даними зондування в
точці, що розглядається, кПа;
f – середнє значення граничного опору ґрунту на бічній поверхні палі за даними
зондування в точці, що розглядається, кПа;
h – глибина занурення палі від поверхні ґрунту біля палі, м;
u - периметр поперечного перерізу стовбура палі, м.
Граничний опір ґрунту під нижнім кінцем забивної палі за даними зондування в
точці, що розглядається, слід визначати за формулою [39]:
Rs = β1qs (3.10)
де β1 - коефіцієнт переходу від опору під нижнім кінцем зонда до граничного
опору ґрунту під нижнім кінцем палі;
qs – середнє значення опору ґрунту, кПа, під наконечником зонда, отримане з
досліду, на ділянці, розташованій в межах одного діаметра вище та чотирьох
діаметрів нижче за відмітку вістря проектованої палі.
Середнє значення граничного опору ґрунту на бічній поверхні забивної палі, за
даними зондування ґрунту в точці, що розглядається, слід визначати:
а) при застосуванні зондів типу I – за формулою
f = β2fs (3.11)
б) при застосуванні зондів типу II або III – за формулою
f =(Σ βifsihi /h) (3.12)
де fs – середнє значення опору ґрунту на бічній поверхні зонда, що визначається
як приватне від поділу виміряного загального опору ґрунту на бічній поверхні
зонда на площу його бічної поверхні в межах від поверхні ґрунту в точці
зондування до рівня розташування нижнього кінця палі у вибраному несучому
шарі;
fsi – середній опір i-го шару ґрунту на бічній поверхні зонда, кПа.
β2, βi – коефіцієнти переходу від середнього опору ґрунту на бічній поверхні
зонда (fs або fsi) до середнього опору ґрунту на бічній поверхні палі.
Для натурних ін'єкційних паль, влаштованих при аналізі експериментальних
досліджень, а також за архівними даними, було виконано розрахунок несучої
здатності за даними статичного зондування.
71

В результаті було встановлено, що експериментальні значення несучої здатності
ін'єкційних паль знаходяться дещо вище від приватних значень граничного опору
палі, отриманих за матеріалами статичного зондування (табл. 3.5).
Таблиця 3.5 - Результати зіставлення матеріалів статичного зондування та
експериментальних даних про несучу здатність ін'єкційних паль.
Частки значення граничного опору палі у точці
Марка зондування
Несуча здатність за результатами
палі експерименту, кН
Нижнього
Загальна Бічної поверхні
кінця
1 2 3 4 5
С-7 287 242,5 97,5 145,0
С-12 287 257,1 105,5 151,6
Си1 171,0 90,0
200 81,0
Си3 181,5 93,0
200 88,0
Си4 230 192,5 95,0 97,5
Ис8 120 119,5 54,5 65,0
Ис9 137,5 130,3 67,3 63,0
Ис10 137,5 130,3 67,3 63,0
Ис11 187,5 166,4 81,4 85,0

Це говорить про те, що процеси, що відбуваються в ґрунті навколо
забивних (вдавлюваних) паль і ін'єкційних паль, що розглядаються, є схожими.
Для вдосконалення методу розрахунку ін'єкційних паль за результатами
статичного зондування розглянемо доданки, що входять до формули (3.9) окремо.
Зіставлення результатів розрахунків несучої здатності ґрунту під нижнім кінцем
ін'єкційних паль, отриманої за матеріалами статичного зондування, вдавлювання
ін'єкторів та чисельного моделювання, показало, що вони мають близькі значення
(табл. 3.6). Це підтверджує припущення про аналогічність процесів, що
відбуваються в слабких глинистих ґрунтах під нижнім кінцем забивних
(вдавлюваних) і ін'єкційних паль, що розглядаються, а також свідчить про
адекватність прийнятої розрахункової моделі ін'єкційної палі в ПК «Plaxis-3D».

72

Таблиця 3.6 - Зіставлення експериментальних і розрахункових даних несучої
здатності ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційних паль.
Мар- Несуча здатність ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі, кН
ка за даними статичного за даними чис ельного за даними вдавлювання
зондування моделювання ін'єкторів,
палі
3 4
1 2
С-7 97,5 98,1 96,3
С-12 105,5 100,1 103,0
Си-1 73,0
81,0 81,0
Си-3 88,0 87,5 78,0
Си-4 95,0 95,0 86,9
Ис8 54,5 55,0 52,9
Ис9 67,3 67,0 65,7
Ис10 67,3 67,0 65,7
Ис11 81,4 91,0 93,4

Задовільна збіжність результатів спостерігається при порівнянні значень
перехідних коефіцієнтів γcR і β1 (де β1 - коефіцієнт переходу від опору ґрунту
вдавлюванню зонду до опору ґрунту під вістрям палі, що відповідає результатам
досліджень про вплив різниці діаметрів зондів (ін’єкторів) на опір ґрунту їх
вдавлюванню (мал. 3.8).
При порівнянні результатів розрахунку несучої здатності ґрунту на бічній
поверхні за матеріалами статичного зондування з даними, отриманими за
експериментальними дослідженнями та чисельним моделюванням, встановлено,
що несуча здатність за експериментом більша за розрахункову в 1,05…1,4 рази,
що пояснюється поліпшенням умов роботи ґрунту на бічній поверхні ін'єкційних
паль (табл. 3.7).
73

Мал. 3.8 – Залежність зміни перехідних коефіцієнтів β1 та γcR від опору ґрунту під
нижнім кінцем зонда або ін'єктора при їх вдавлюванні.
Таблиця 3.7 – Зіставлення експериментальних та розрахункових даних про
несучу здатність ґрунту на бічній поверхні ін'єкційних паль.
Несуча здатність ґрунту на бічній поверхні ін'єкційної палі, кН
Марка палі Відношення
за даними статичного за експериментальними даними та
зондування чисельним моделюванням
1 2 3 4
С-7 145,0 188,9 1,3
С-12 151,6 186,9 1,2
Си-1 90,0 119,0 1,3
Си-3 93,0 112,5 1,2
Си-4 97,5 135,0 1,4
Ис8 65,0 65,0 1,0
Ис9 63,0 70,5 1,1
Ис10 63,0 70,5 1,1
Ис11 85 96,5
1,1

Тому при розрахунку ін'єкційних паль за результатами статичного
зондування, несучу здатність ґрунту за бічною поверхнею палі необхідно
множити на коефіцієнт умов роботи γcf. Введення коефіцієнта γcf дозволяє
зменшити розбіжність експериментальних та розрахункових даних. Отже, окреме
74

значення граничного опору ін'єкційної палі у слабких глинистих ґрунтах у точці
зондування слід визначати за формулою:
Fu= RsА + γcf fhu (3.13)
де γcf - коефіцієнт умов роботи ґрунту на бічній поверхні палі, що дорівнює: 1,05
- для суглинків текучепластичних, 1,25 - для супісків пластичних - текучих;
Rs=qsβ1 – граничний опір ґрунту під нижнім кінцем палі, кПа; f – середнє
значення граничного опору ґрунту на бічній поверхні палі за даними статичного
зондування, кН.
У табл. 3.8 наведено результати зіставлення даних про несучу здатність
ін'єкційних паль, отриманих експериментально та за даними статичного
зондування з використанням коефіцієнта умов роботи ґрунту на бічній поверхні
ін'єкційних паль.
Таблиця 3.8 - Зіставлення несучої здатності ін'єкційних паль, отриманих за
формулою (3.13) з експериментальними даними.

Несуча здатність за Часткове значення граничного опору
Марка результатами ін'єкційної палі (формула (3.13)), кН Розбіжність з
експерименту, кН експери-
палі Нижнього
Загальне ментом, %
Бічної поверхні
кінця
3 4 5
1 2 6
С-7 287 278,8 97,5 181,3 2,9
С-12 287 295,0 105,5 189,5 -2,8
Си1 200 193,5 81,0 112,5 3,3
Си3 200 204,3 88,0 116,3 -2,1
Си4 230 216,9 95,0 121,9 5,7

Ис8 54,5 68,3 -2,3
120 122,8
Ис9 137,5 133,5 67,3 2,9
66,2
Ис10 137,5 133,5 67,3 2,9
66,2
Ис11 187,5 170,7 81,4 89,3 9,0
Примітка – Знак «–» у стовпці 6 означає, що несуча здатність за експериментом менша, ніж за розрахунком.

Таким чином несуча здатність ін'єкційних паль, яка отримана з
використанням результатів статичного зондування ґрунтів має хорошу збіжність
з результатами експерименту. Розбіжності не перевищують 10%.
75

3.3 Аналіз та узагальнення при зіставленні результатів досліджень несучої
здатності ін'єкційних паль у зв’язних глинистих ґрунтах

Аналіз технології влаштування та роботи ін'єкційних паль показав, що
процеси, що відбуваються в навколопальовому ґрунті, аналогічні процесам, що
відбуваються навколо забивних і вдавлюваних паль. Тому при вдосконаленні
методу розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль по ґрунту, за основу були
взяті існуючі методики розрахунку забивних і вдавлюваних паль, що наведені в
нормативних документах [38, 39]. Для вдосконалення розрахунку та
проектування ін'єкційних паль було запропоновано два методи визначення
несучої здатності: – з використанням матеріалів статичного зондування по [38,
39], аналогічно забивним палям та з використанням даних про опір ґрунтів
вдавлюванню ін'єкторів.
Узагальнення отриманих даних показало, що з розрахунку несучої
здатності ін'єкційних паль за формулами (3.8) і (3.13) спостерігається задовільна
збіжність експериментальних та розрахункових даних. Однак при проектуванні
ін'єкційних паль для фундаментів реконструйованих будівель у слабких
глинистих ґрунтах перевагу слід віддавати використанню результатів статичного
зондування ґрунтів і розрахунок вести за формулою (3.13) з урахуванням
коефіцієнтів умов роботи ґрунту γcf на їхній бічній поверхні, а за відсутності
даних використовувати метод визначення несучої здатності через опір ґрунтів у
тиску ін'єктора. Крім того, визначення несучої здатності ін'єкційної палі з
використанням даних про опір ґрунтів вдавлюванню ін'єктора дає можливість
виконувати операційний контроль несучої здатності ін'єкційних паль у процесі їх
влаштування на будівельному майданчику.
Зіставлення результатів розрахунку несучої здатності за запропонованими
методами наведено у табл. 3.9 та на мал. 3.9.

76

Таблиця 3.9 - Зіставлення експериментальних і розрахункових даних несучої
здатності ін'єкційних паль
Несуча здатність ін'єкційної палі, кН
Марка
за матеріалами статичного з використанням зусилля вдавлю-
за експериментом
палі зондування (формула (3.13)) вання ін'єкторів (формула (3.8))
кН кН % кН %
1 2 3 4 5 6
С-7 287 278,8 2,9 251,0 12,5
С-12 287 295,0 -2,8 269,8 6,0
Си-1 200 193,5 3,3 197,6 1,2
Си-3 200 204,3 -2,1 207,2 -3,6
Си-4 230 216,9 5,7 4,0
220,8
Ис8 120 122,8 -2,3 117,1 2,4
Ис9 137,5 133,5 2,9 137,2 0,5
Ис10 137,5 133,5 2,9 137,2 0,5
Ис11 187,5 170,7 9,0 174,3 7,0
Примітка – Знак «–» у стовпцях 4 і 6 означає, що здатність по експерименту менша, ніж за розрахунком

Мал. 3.9 – Зіставлення даних експериментальної та розрахункової здатності
ін'єкційних паль: 1 – лінія абсолютної збіжності: 2 – за формулою (3.8) з
використанням зусилля вдавлювання ін'єктора; 3 – за формулою (3.13) з
урахуванням γcf.
Таким чином, зіставлення результатів експериментальних та теоретичних
досліджень несучої здатності ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах,
77

аналіз та узагальнення отриманих даних дозволяє обґрунтувати можливість
застосування запропонованих методів розрахунку для визначення несучої
здатності ін'єкційних паль.
Висновки за розділом 3
1. Виявлено, що при влаштуванні ін'єкційної палі відбувається покращення умов
роботи слабкого глинистого ґрунту на її бічній поверхні, яке обумовлене
формуванням хвилеподібної (нерівної) поверхні стовбура палі, утворенням
цементно-ґрунтової сорочки на межі «паля-ґрунт основи» при радіальному
розширенні свердловини тиском бетонної суміші.
2. Уточнено значення коефіцієнта умов роботи ґрунту γcf на бічній поверхні
ін'єкційної палі (у супісках пластичних та текучих γcf=1,25; у суглинках
текучепластичних γcf=1,05), що дозволяє використовувати для розрахунку несучої
здатності Fd ін'єкційних паль характеристики слабких глинистих грунтів, що
відповідають природним значенням.
3. Обґрунтовано можливість використання результатів статичного зондування
ґрунтів для визначення несучої здатності ін'єкційних паль.
Виявлено, що несуча здатність ін'єкційних паль за результатами статичного
зондування менша за фактичну (до 16%), що пояснюється поліпшенням умов
роботи ґрунту на бічній поверхні ін'єкційних паль при розширенні свердловини.
Удосконалено метод розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль за
результатами статичного зондування шляхом введення коефіцієнтів умов роботи
γcf. Розбіжність значень несучої здатності ін'єкційних паль, отриманих при їх
випробуванні статичним вдавлювальним навантаженням з даними розрахунку по
результатам статичного зондування не перевищує 10%.
4. Встановлено перехідний коефіцієнт γcR між опором ґрунту вдавлюванню
ін'єктора qвд та розрахунковим опором ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі
Rнк. Це дозволяє використовувати значення qвд для визначення несучої здатності
Fd ін'єкційних паль. Виявлено, що при qвд до 3500 кПа (що характерно для
слабких глинистих ґрунтів) коефіцієнт γcR змінюється від 0,75 до 1,0. Можливість
визначення несучої здатності Fd через зусилля вдавлювання (опір ґрунту
вдавлюванню) ін'єктора дозволяє виконувати операційний контроль несучої
здатності ін'єкційних паль у процесі їх влаштування на будівельному
майданчику. Зіставлення розрахункових (за формулою (3.8)) та
експериментальних значень несучої здатності ін'єкційних паль у слабких
глинистих ґрунтах показало, що розбіжність становить трохи більше 15%.

78

РОЗДІЛ 4. АНАЛІЗ ПІДВИЩЕННЯ ЕФЕКТИВНОСТІ СПОСОБІВ
ВЛАШТУВАННЯ ІН'ЄКЦІЙНИХ ПАЛЬ У ЗВ’ЯЗНИХ ГЛИНИСТИХ
ҐРУНТАХ ТА РЕЗУЛЬТАТИВНІСТЬ ДОСЛІДЖЕНЬ

4.1 Застосування конструктивно-технологічних рішень ін'єкторів для
влаштування ін'єкційних паль
При влаштуванні ін'єкційних паль за способом [24], за допомогою ін'єктора
виконуються такі операції: - пристрій свердловини шляхом вдавлювання
ін'єктора з одночасним утворенням поздовжніх пазів (зазор між ін'єкторною
трубою і стінкою свердловини); - нагнітання бетонної суміші в свердловину при
формуванні стовбура палі, армування палі (ін'єктор залишається в тілі палі після
її бетонування).
Загалом, ін'єктор складається з ін'єкторної труби та металевого
наконечника, привареного до нижнього кінця труби.
На даний момент розроблено та запатентовано три варіанти ін'єкторів для
влаштування ін'єкційних паль:
варіант 1 - ін'єктор зі сталевих перфорованих труб [26];
варіант 2 – ін'єктор з арматурного каркасу [27];
варіант 3 - ін'єктор з прокатних куточків [28].
Базовим ін'єктором слід вважати ін'єктор зі сталевих перфорованих труб.
На цьому типі ін'єктора була виконана переважна частка проведених
випробувань ін'єкційних паль.
Ін'єктори із сталевих перфорованих труб [26] застосовують діаметром від
57 та 108 мм. Ін'єктор містить металевий наконечник та ін’єкторну трубу.
Ін’єкторна труба складається з окремих секцій довжиною 0,5...1,2 м жорстко
зварених між собою. Перфорація стінок ін’єкторної труби влаштовується з
кроком до 100 мм у шаховому порядку з діаметром отвору 20 мм. Верхня секція
виконується без перфорації. Ділянки з перфорацією та без розділені
розширювальним кільцем. До нижньої секції приварюється конусний
наконечник. Діаметр наконечника більший за діаметр сталевої труби. Приклад
ін'єктора даного типу наведено у розділі 2 на мал. 2.5.
Накопичений досвід влаштування ін'єкційних паль за період з 2003 р. по
2023 р. дозволив виявити ряд недоліків, пов'язаних з конструктивними
особливостями даного виду ін'єктора. До них відносяться: значна витрата металу
на його виготовлення, необхідність якісного устрою перфорації, а також
застосування спеціальних дрібнозернистих рухомих бетонних сумішей.
79

Для вирішення цих питань було запропоновано альтернативні варіанти
конструкцій ін'єкторів для виготовлення ін'єкційних паль.
За варіантом 2 [27] конструкція ін'єктора складається з арматурних стрижнів,
жорстко з'єднаних торцями між собою (мал. 4.1). Кожна секція складається з
поздовжніх арматурних стрижнів, патрубків, розташованих по кінцях секції, до
яких приварюються арматурні стрижні. При необхідності в середині каркаса
встановлюються хомути, що перешкоджають втраті стійкості арматурних
стрижнів [27]. Використання такої конструкції ін’єктора істотно знижує
металоємність конструкції, проте складності, які пов'язані з виготовленням
ін’єктора, вдавлюванням і якісним заповненням свердловини, що утворилася
бетонною сумішшю, обмежують можливість його застосування.
За варіантом 3 [28] конструкція ін'єктора складається із чотирьох сталевих
прокатних куточків (мал. 4.2), що представляють квадрат у поперечному перерізі.
Сталеві куточки встановлюються на відстані 30-50 мм один від одного і
з'єднуються між собою за допомогою сталевих пластин (планок). Верхня секція
(рідше за кілька верхніх секцій) ін’єкторної труби має суцільний поперечний
переріз.
Верхня секція ін'єктора необхідна для влаштування тампонажу. Тампонажна та
робоча ділянки можуть бути розділені розширювальним кільцем. До нижньої
секції приварюється наконечник у вигляді сталевого круглого плоского диска з
ріжучими пластинами, діаметр якого перевищує розміри його поперечного
перерізу (Dстовб/Dушир= 0,55…0,65). Пристрій ін'єктора із сталевих прокатних
куточків дозволяє використовувати крупнозернисті бетонні суміші (до 20...40
мм), що, у свою чергу, призводить до зменшення витрати цементу та зростання
міцності палі за матеріалом. Профіль сталевих куточків ін'єктора визначається
безпосередньо за розрахунком на міцність і стійкість при його вдавлюванні [25],
тим самим знижуючи металоємність конструкції. Пропонована конструкція
ін'єктора проста у виготовленні та не вимагає спеціального пристрою перфорації
(отворів) на його бічній поверхні. Крім того, всі елементи ін'єктора можна
готувати безпосередньо на будівельному майданчику.

80

Мал. 4.1 – Конструкції ін'єктора з арматурних стрижнів для влаштування
ін'єкційної палі [27]: 1 – арматурні стрижні; 2 – сталевий хомут; 3 - сталевий
патрубок; 4 – сталевий наконечник; 5 – сталева труба; 6 - розширювальне кільце

81

Мал. 4.2 – Конструкції ін'єктора з куточків [28] для влаштування ін'єкційних
паль: 1 – конусний наконечник, приварений до нижнього кінця ін'єктора; 2 -
сталеві прокатні куточки; 3 - сполучні пластини; 4 - конусні сталеві пластини; 5 -
верхня глуха секція ін'єктора.
Занурення ін'єкторів за варіантами 2 і 3 виконується вдавлюванням, аналогічно
варіанту 1. У процесі занурення ін'єктора утворюється свердловина, діаметр якої
82

більший за діаметр ін'єкторної труби. При цьому, між ґрунтом та ін’єкторною
трубою утворюється повітряний зазор. Після вдавлювання ін'єктора до проектної
позначки виконується заповнення свердловини через ін'єктор бетонною
сумішшю. Ін'єктор залишається в тілі палі та виконує функцію арматури.
Влаштування ін'єкційних паль з ін'єкторами за варіантами 2 і 3 призводить до
зниження вартості їх виготовлення [31]. Однак, на даний момент досвід
застосування таких конструкцій дуже малий і потрібна їх апробація. При цьому
методика пристрою ін'єкційних паль залишається незмінною при використанні
будь-якого із запропонованих варіантів конструктивних рішень ін'єкторів.
4.2 Підвищення ефективності способу влаштування ін'єкційних паль у
зв’язних глинистих ґрунтах
Однією з головних проблем при влаштуванні ін'єкційних паль у слабких
глинистих ґрунтах є швидке опливання стінок свердловини після занурення
ін'єктора. Це призводить до того, що при бетонуванні стовбура палі може
відбуватися перемішування бетону, що подається з ґрунтовою масою. У
результаті одержувана паля має різну міцність бетону по довжині ствола, з
нижчими характеристиками в порівнянні з проектними. Для підвищення якості
бетонування ін'єкційних паль у слабких водонасичених глинистих ґрунтах був
розроблений та запатентований спосіб їх пристрою з використанням ін'єктора з
прокатних куточків, що дозволяє підвищити якість бетонування стовбура палі
[30].
Підвищення якості бетонування досягається використанням висхідного
способу бетонування (знизу вгору), що виключає суттєве влучення ґрунтового
шламу в бетонну суміш. Як і в раніше розробленій технології [26], ін'єкційна паля
складається зі сталевого ін’єктора та бетонного стовбура, але на відміну від
способу [26], заповнення свердловини бетонною сумішшю виконується за
допомогою бетонолітного рукава, опущеного до вибою свердловини через
ін’єктора. При цьому пристрій ін'єкційної палі за даним способом не передбачає
встановлення розширювального кільця у верхній частині ін'єктора (мал. 4.3).
Подача бетонної суміші через бетонолітний рукав дозволяє виконати заповнення
свердловини висхідним способом і тим самим витіснити ґрунтові води та
ґрунтовий шлам, що надійшли в свердловину при її влаштуванні. Це призводить
до підвищення якості бетонування ствола ін'єкційної палі.
Після закінчення заповнення свердловини однорідним бетоном бетонолітний
рукав витягується і у верхній частині ін'єктора встановлюється стопорна
пластина. Стопорна пластина перешкоджає видавлюванню свіжоукладеного
83

бетону на поверхню при подальшому радіальному розширенні свердловини під
дією тиску бетонної суміші. По завершенню процесу розширення свердловини в
радіальному напрямку та падіння тиску в бетонній суміші стопорна пластина
може бути демонтована або залишена на місці.
4.3 Аналіз використання результатів досліджень при посиленні фундаментів
будівель, що реконструювалися
Аналіз результатів досліджень було виконано при реконструкції чотирьох
об'єктів. За допомогою ін'єкційних паль було виконано посилення двох
стрічкових фундаментів та двох пальових фундаментів реконструйованих
будівель адміністративно-господарського та житлового призначення.
Паралельно з роботами щодо посилення фундаментів будівель велися
дослідження пристрою та роботи ін'єкційних паль.

Мал. 4.3 – Ін'єкційна паля для слабких глинистих ґрунтів [30]: 1 - ін'єктор з
прокатних елементів; 2 - конусний наконечник; 3 - сполучні пластини; 4 -
повітряний зазор; 5 - бетонолітний рукав, що витягується; 6 - ґрунтовий шлам і
вода, що надійшли в свердловину в процесі занурення ін'єктора; 7 - бетонна
суміш, що подається.
84

Для відновлення експлуатаційної придатності житлового будинку був
розроблений робочий проект на посилення фундаментів, що включає пристрій 30
ін'єкційних паль (мал. 4.4, 4.5). Розглянутий житловий будинок є цегляною,
двоповерховою будівлею з цокольним і підвальним поверхами, на бутових
фундаментах дрібного закладення, Г-подібною формою в плані. Необхідність
проведення посилення фундаментів була викликана суттєвими деформаціями
ґрунтів основи та, як наслідок, розвитком тріщин у несучих стінах будівлі на
ділянці в осях 1-2, В-Г. Причиною розвитку додаткових наднормативних осідань
фундаментів стало погіршення інженерно-геологічних умов майданчика за період
експлуатації будівлі.
Технічні рішення на посилення фундаментів з використанням ін'єкційних
паль також були застосовані при капітальному ремонті іншого житлового
будинку. Розглянутий житловий будинок являє собою будівлю цегляну,
п'ятиповерхову, без підвалу (з технічним підпіллям під сходовою кліткою),
прямокутної форми в плані з розмірами 53,1х13,04 м. За конструктивною схемою
будівля виконана з поздовжніми стінами. У будівлі є 3 секції. Фундаменти
першої 1-ої та 2-ої секції виконані на пальових фундаментах, а третьої секції на
фундаментах дрібного закладання. Необхідність посилення фундаментів будівлі
була викликана появою вертикальних тріщин у стінах будівлі із шириною
розкриття до 10 мм. Причиною появи тріщин стало погіршення інженерно-
геологічних умов внаслідок підвищення рівня підземних вод. Це призвело до
нерівномірних осідань частин будівлі на різних фундаментах. Посилення
фундаментів полягало у влаштуванні ін'єкційних паль на ділянці будівлі з
фундаментами дрібного закладання. План розташування паль, що
влаштовуються, наведено на мал. 4.6. Поєднання ін'єкційних паль, що
влаштовуються, з існуючим фундаментом дрібного закладання і включення їх в
роботу виконувалося за допомогою опорних балок, попередньо замонолічених у
стінку існуючого фундаменту (мал. 4.7).

85

Мал. 4.4 - План влаштування ін'єкційних паль для посилення фундаментів
дрібного закладання.

Мал. 4.5 - Схема посилення фундаментів дрібного закладання з використанням
ін'єкційних паль.
Також з використанням ін'єкційних паль було виконано посилення
пальових фундаментів адміністративно-господарської будівлі. Необхідність
посилення була викликана наміром власників будівлі виконати надбудову.
Посилення пальових фундаментів виконувалося шляхом встановлення
додаткових ін'єкційних паль між існуючими палями (крок між існуючими палями
становив 1,6...1,8 м). Занурення ін'єкційних паль виконувалося вдавлюванням,
секціями по 0,5-0,7 м із заздалегідь влаштованих приямків. Як упор служила
конструкція існуючого ростверку. Після занурення ін’єкторів на проектну
глибину, у підготовлену свердловину подавався дрібнозернистий бетон під
тиском, що призводило до радіального розширення стінок свердловини та
збільшення несучої здатності палі. Готові палі включалися в роботу за
86

допомогою домкрата, після чого влаштовувався бетонний оголовок для
об'єднання окремих паль в єдину конструкцію з існуючим ростверком (мал. 4.8).
Аналогічно було виконано посилення пальових фундаментів багаторівневого
гаража. Однак у даному випадку бетонування свердловини здійснювалося
висхідним способом [30] через бетонолітний рукав, опущений до нижнього кінця
ін'єктора з прокатних куточків [28]. Усього на цьому майданчику було
влаштовано 15 ін'єкційних паль (мал. 4.9, 4.10).
4.4 Перспективи подальших досліджень щодо підвищенню ефективності
способів влаштування та проектування ін'єкційних паль у зв’язних
глинистих ґрунтах
Незважаючи на те, що в даний час виконано низку досліджень, що
стосуються влаштування та роботи ін'єкційних паль та оцінки їх роботи в різних
ґрунтових умовах, багато питань поки що залишаються невирішеними, і
вимагають проведення додаткових експериментальних та теоретичних
досліджень.

Мал. 4.6 – Схема розташування ін'єкційних паль для посилення фундаментів
дрібного закладання.

87

Мал. 4.7 – Схема сполучення паль посилення з існуючим фундаментом дрібного
закладання.

Мал. 4.8 – Об'єднання окремих ін'єкційних паль у єдину конструкцію з існуючим
стрічковим ростверком: а) включення ін'єкційної палі до роботи; б) оголовок
ін'єкційної палі

88

Мал. 4.9 – Фрагмент пальового поля багаторівневого гаража, що посилюється.

Мал. 4.10 – Ін'єктор ін'єкційних паль із прокатних куточків, що використовується
при посиленні пальових фундаментів.
Одним з основних напрямків удосконалення пристрою ін'єкційних паль у
слабких глинистих ґрунтах є збільшення несучої здатності палі по бічній
поверхні за рахунок суттєвішої зміни міцнісних характеристик навколопальового
ґрунту в процесі пристрою палі. Основною перешкодою для досягнення
поставленого завдання є: низькі характеристики міцності таких ґрунтів, що
обмежують інтервал тисків нагнітання бетонної суміші, внаслідок можливого
випору ґрунту або неконтрольованого поширення бетонної суміші в
навколопальовому ґрунті, а також тривалий час протікання процесів
фільтраційної консолідації. Вирішення цих питань можливе при проведенні
досліджень щодо зміни характеристик ґрунтів у фазі зсувів та визначення
оптимальних режимів тиску розчину на стінки свердловини. Крім того,
перспективними є дослідження, які спрямовані на зниження вологості, ступеня
водонасичення та підвищення швидкості фільтрації ґрунтів, наприклад,
89

термічною підготовкою ґрунту. Іншим напрямом розвитку ін'єкційних паль є
зниження трудомісткості та металомісткості виготовлення одиниці продукції.
Зниження витрати сталі на виготовлення палі можна досягти за рахунок
подальшого вдосконалення конструкції ін'єктора або використання ін'єкторних
труб з нових композитних матеріалів. В даний час на будівельному ринку є
велика кількість пропозицій щодо використання композитних матеріалів для
армування бетонних конструкцій. Однак, досвід такого застосування малий і
вимагається проведення спеціальних досліджень.
Незалежно від галузі використання або ґрунтових умов для ін'єкційних паль, як і
для всіх аналогічних технологій, гостро стоїть питання про контроль якості через
відсутність можливості візуального контролю якості виготовлення продукції. В
даний час контроль ведеться тільки за кількістю закачаної бетонної суміші та за
характером зміни тиску в свердловині в процесі її радіального розширення, що
потребує певного досвіду та кваліфікації від виконавця робіт. У зв'язку з цим
перспективними та значущими є дослідження, які спрямовані на контроль якості
виготовлення ін'єкційних паль за допомогою акустичних, ультразвукових та
інших методів неруйнівного контролю.
Висновки за розділом 4
1. Проаналізовано конструктивне рішення ін'єктора ін'єкційної палі з прокатних
куточків, що дозволяє використовувати крупнозернисті бетонні суміші (до 20...40
мм), що призводить до зменшення витрати цементу та зростання міцності палі за
матеріалом. Крім того, використання ін'єкторів із прокатних куточків дозволяє
зменшити металоємність конструкції порівняно з ін'єкторами із труб. На
конструктивне рішення ін'єктора із прокатних елементів проаналізовано
застосування патенту [28].
2. Проаналізовано розроблений і запатентований спосіб влаштування ін'єкційних
паль у слабких водонасичених глинистих ґрунтах з використанням ін'єктора з
прокатних куточків, згідно з яким заповнення свердловини виконується
висхідним способом (знизу вгору) через бетонолітний рукав [30]. Це дозволяє
витіснити ґрунтові води та шлам, що надійшли в свердловину при вдавлюванні
ін'єктора, і, отже, підвищити якість формування бетонного ствола ін'єкційної
палі.
3. Наведено результати практичного застосування теоретичних досліджень при
посиленні фундаментів будівель, що реконструюються.

90

ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ
1 Досліджено стан питання по темі кваліфікаційної роботи магістра, яка
присвячена дослідженню та обґрунтуванню технології влаштування паль
методом ін’єктування в зв’язних глинистих ґрунтах при посиленні фундаментів
будівель і споруд та аналізу методів розрахунку ін'єкційних паль. Проаналізовані
результати дослідження торкаються галузі при використанні в зв’язних
глинистих ґрунтах для забезпечення надійністі експлуатації у складі
фундаментів будівель і споруд. В результаті зіставлення аналізу
експериментальних досліджень та існуючих аналітичних рішень встановлена
залежність між зусиллям вдавлювання ін'єктора Nвд і вертикальної складової сили
граничного опору ґрунту Nu під нижнім кінцем ін'єктора при його статичному
навантаженні. Отримані результати дозволили підвищити ефективність методу
розрахунку для технології вдавлювання ін'єктора Nвд ін'єкційних паль у зв’язні
глинисті ґрунти, необхідного для занурення ін'єктора на задану глибину та
формування свердловини ін'єкційної палі необхідного діаметра. Розбіжність
результатів аналізу розрахункових та експериментальних даних зусилля
вдавлювання ін'єктора в слабкий глинистий ґрунт становить не більше 12%.
2 В результаті аналізу даних експериментальних досліджень та чисельного
моделювання виявлено, що при влаштуванні ін'єкційної палі відбувається
покращення умов роботи слабкого глинистого ґрунту на її бічній поверхні,
обумовлене формуванням хвилеподібної (нерівної) поверхні стовбура палі та
утворенням цементно-ґрунтової сорочки на кордоні «паля-ґрунт основа» при
радіальному розширенні свердловини тиском бетонної суміші.
3 Уточнено значення коефіцієнта умов роботи ґрунту γcf на бічній поверхні
ін'єкційної палі (у супісках пластичних та текучих γcf=1,25; у суглинках
текучепластичних γcf=1,05), що дозволяє використовувати для розрахунку несучої
здатності Fd ін'єкційних паль характеристики слабких глинистих ґрунтів,
відповідні природним значенням.
4 Проаналізовано перехідний коефіцієнт γcR між опором ґрунту вдавлюванню
ін'єктора qвд і розрахунковим опором ґрунту під нижнім кінцем ін'єкційної палі
Rнк, що дозволяє використовувати значення qвд для визначення несучої здатності
Fd ін'єкційних паль. Виявлено, що при значеннях qвд менше 3500 кПа (що
характерно для слабких глинистих ґрунтів) коефіцієнт γcR змінюється від 0,75 до
1,0. Можливість визначення несучої здатності Fd через зусилля вдавлювання
(опір ґрунту вдавлюванню) ін'єктора дозволяє виконувати операційний контроль
несучої здатності ін'єкційних паль у процесі їх влаштування на будівельному
майданчику. Зіставлення розрахункових та експериментальних значень несучої
91

здатності ін'єкційних паль у слабких глинистих ґрунтах показало, що розбіжність
становить трохи більше 15%.
5 Обґрунтовано можливість використання результатів статичного зондування
ґрунтів для визначення несучої здатності ін'єкційних паль. Виявлено, що несуча
здатність ін'єкційних паль за результатами статичного зондування, менша за
фактичну (до 16%). Це пояснюється поліпшенням умов роботи ґрунту на бічній
поверхні ін'єкційних паль при розширенні свердловини. Використано метод
розрахунку несучої здатності ін'єкційних паль за результатами статичного
зондування з урахуванням введення коефіцієнтів умов роботи γcf. Розбіжність
значень несучої здатності ін'єкційних паль, отриманих при їх випробуванні
статичним навантаженням, що вдавлює, з даними розрахунку за результатами
статичного зондування не перевищує 10 %.
6 Проаналізовано конструктивно-технологічне рішення ін'єктора і спосіб
влаштування ін'єкційних паль у зв’язних глинистих ґрунтах, що дозволяють
застосовувати бетонні суміші з крупністю заповнювача 20...40 мм, а також
виконувати заповнення свердловини висхідним способом (знизу вгору) через
видобутий бетонолітний рукав, тим самим що надходять у свердловину при її
влаштуванні та домогтися якісного формування бетонного ствола ін'єкційної
палі.

92

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
1. Будівельне матеріалознавство Посібник для студентів вищих навчальних
закладів/ За ред. П.В.Кривенко. - К.: Ліра-К, 2014. – 624 с.
2. Прогноз осадок свайных фундаментов / Бартоломей А.А., Омельчак И.М.,
Юшков Б.С. Под ред. А.А. Бартоломея. – М.: Стройиздат, 1994. – 384 с.:
3. Метод высоконапорной инъекции связных грунтов при устройстве и усилении
оснований и фундаментов/ Богомолов В. А.: автореф. дис. канд.техн. наук. –,
2002. – 18 с.
4. Применение микросвай при усилении фундаментов исторических зданий и
проходке тоннелей над ними/ Брандль Х. //Реконструкция городов и
геотехническое строительство. – 2003. - № 7. – С. 31-42
5. Бровин С. В. Особенности работы буроинъекционных свай усиления в массиве
слабых грунтов : дис. … канд. техн. наук. –., 1994. – 173 с.
6. Система свай «Soilex» / В. А. Голубев, А. Б. Пономарев //Труды междунар.
науч.-практ. конф. по проблемам механики грунтов, фундаментостроению и
транспортному строительству. –, 2004. –Т.1. – С. 256-259.
7. Механіка ґрунтів, основи та фундаменти: підручник / Л. М. Шутенко, О. Г.
Рудь, О. В. Кічаєва та ін. ; за ред. Л. М. Шутенка ; Харків. нац. ун-т міськ. госп-ва
ім. О. М. Бекетова. – Харків : ХНУМГ ім. О. М. Бекетова, 2017. – 563 с.
8. Упругопластическое деформирование грунтов./ Дидух Б. И. – М.: Изд-во УДН,
1987. – 166 с.
9. Механика грунтов. /Дидух Б.И. / Учебное пособие – М.: Изд-во УДН, 1990. –
96 с.
10. Несущая способность основания осесимметричных фундаментов.: /Караулов
А.М. /Изд. СГУПСа, 2002. 104с.
11. Несущая способность буроинъекционных свай на вертикальную и
горизонтальную нагрузку с учѐтом технологии их изготовления /Конюшков В.В..
автореф. дис. канд. техн. наук. – Санкт_петербург, 2007. – 22 с.
12. Плоская задача теории предельного равновесия грунтов. Уч.
пособие / Королѐв К.В. // Издательство СГУПСа, Новосибирск. 2010. 251с.
13. Начальная несущая способность медленно уплотняющегося
водонасыщенного основания ленточных фундаментов / Королѐв К.В. // Из-во
вузов. Строительство. №4. 2011. С. 38…93.
14. Прессиометрия и вращательный срез в инженерной геологии / Г. П. Корчагин,
С. Л. Коренева. – М.: Недра, 1986. – 186 с.
93

15. К обработке результатов прессиометрических исследований сжимаемости
грунтов /Лушников В. В. // Полевые методы исследования грунтов: материалы к
совещанию. – М. : ПНИИС, 1986. – С. 113-118.
16. Современные свайные технологии: учебное пособие /Р.А. Мангушев, А.В.
Ершов, А.И. Осокин; 2-е изд., перераб. и доп. -М.:Изд-во АСВ, 2010. -240 с
17. К вопросу контроля качества изготовления и приѐмки буроинъекционных
свай / Мангушев Р.А., Пономарев А.Б. // Вестник национального
исследовательского политехнического университета. Строительство и
архитектура.2014 №4: ПНИПУ., 2014 –С.87 – 109.
18. Применение современных конструктивных и технологических методов для
устройства подземного пространства /Мангушев Р.А. //Геотехника. 2010. № 2. С.
58-67.
19. Сучасні технології пальового фундаментобудування (буронабивні палі) [веб-
сайт] / А.И. Осокин, А.Б.Серебрякова // Режим доступу:
http://library.stroit.ua/articles/sovsvai/index.html / (дата звернення 15.11.2023 г.)
20. Осокин А.И. Выполнение иньекционных укрепительных работ под фунда-
ментом жилых зданий / В. А. Ермолаев, А. И. Осокин, А. Г. Мацегора //
Геотехника, межвуз. сб. тр. СПб: СПбГАСУ. 2008-С. 151-157
21. О производстве инженерно-геологических исследований грунтов основания
фундаментов здания Кемеровского сельскохозяйственного института: отчет ООО
«Нооцентр-Д». – Кемерово, 2000. – 49 с.
22. Об инженерно-геологических изысканиях для строительства магазина: отчет.
–, 2002.– 38 с.
23. Отчет «Инженерно-геологические условия площадки строительства гаража
для автомобилей с бытовыми помещениями (ТГАСУ)» / ООО Научно-
производственная фирма «Геостройпроект». –, 2005. – 32 с.
24. Совершенствование способа устройства инъекционных свай в слабых
глинистых грунтах для условий реконструкции зданий. дис. канд. техн. наук.
Петухов А. А. –, 2006. – 192 с.
25. Писаренко Г.С., Яковлев А.П., Матвеев В.В. Справочник по сопротивлению
материалов. Издательство «Наукова думка», Киев, 1985– 703 с.
26. Пат. 2238366, МПК7 E 02 D 5/34. Способ устройства инъекционной сваи / А.
И. Полищук, О. В. Герасимов, А. А. Петухов, Ю. Б. Андриенко, С. С. Нуйкин;
ЗАО НПО «Геореконструкция»; опубл.20.10.2004, Бюл. № 29.
94

27. Пат. 85495, МПК7 E 02 D 5/34. Конструкция инъектора для устройства
инъекционной сваи / Полищук А. И., Р. В. Шалгинов, А. А. Тарасов, А. А.
Петухов; опубл. 10.08.2009, Бюл. № 22.
28. Полищук А. И. Пат. 87718, МПК7 E 02 D 5/34. Инъекционная свая / А. И.
Полищук, А. А. Тарасов, Р. В. Шалгинов; опубл. 20.10.2009, Бюл.№ 29.
29. Полищук А.И. Основы проектирования и устройства фундаментов
реконструируемых зданий. – 3-е изд., доп. – Нортхэмптон: SST; 2007. – 476 с.
30. Патент № 129522. Инъекционная свая для слабых глинистых грунтов //
Полищук А.И., Тарасов А.А. Зарегистрировано 27.06.2013 г., приоритет от
15.01.2013 г. Бюл. № 29.
31. Инъекторы для устройства инъекционных свай / А.И. Полищук, А.А. Тарасов,
Р.В. Шалгинов // Материалы научно-практическойконференции «Современные
технологии в строительстве», ПГТУ. –, 2009.
32. Сравнение методов определения несущей способности забивных свай по
результатам статического зондирования в слабых глинистых грунтах / А.Б.
Пономаев, М.А. Безгодов, П.А. Безгодов // Вестник национального
исследовательского политехнического университета. Строительство и
архитектура. 2015. № 2., 2015 – С. 24-39.
33. К вопросу о влиянии фактора времени на несущую способность свай / А.Б.
Пономарев, А.В. Захаров, М.А. Безгодов //Современные геотехнологии в
строительстве и их научно-техническое сопровождение: материалы междунар.
науч.-практ. конф. -СПб., 2014. -Ч.II. -44-51 с.
34. Электроразрядная технология для устройства свай и анкеров. Реконструкция
городов и геотехническое строительство, № 8. Рытов С.А. . Издательство «АСВ»,
2004 г.
35. Эффективные современные технологии устройства буроинъекционных свай и
грунтовых инъекционных анкеров /Рытов С.А. /Информационный вестник
госэкспертизы № 1 2007 НИИОСП им. Н.М. Герсеванова -2007.
36. Устройство ствола набивных свай с использованием электрических разрядов
/Самарин Д.Г. // Известия вузов. Строительство. – 2005. – № 3.– С.120-124.
37. ДБН В 2.1-10:2018 Основи і фундаменти будівель та споруд. Чинний з 2019-
01-01.
38. Пальові фундаменти /. –К.: Мінрегіонбуд.- Київ. 1996– 48 с.
39. ДСТУ Б В.2.1-5:96 Основи та фундаменти будинків та споруд. Ґрунти. Метод
статистичної обробки результатів випробувань. К.: Мінрегіонбуд.- Київ. 1996
40. Механика грунтов./ Тер-Мартиросян З. Г. —.: Изд-во АСВ, 2005. — С.
95

488 – ISBN 5-93093-376-6.
41. Полевые методы исследований строительных свойств грунтов. Изд. 2-е,
перераб. и доп. /Трофименков Ю.Г., Воробков Л.Н. М., Стройиздат, 1984,
176 с.
42. Геотехническое сопровождение реконструкции городов (обследование,
расчѐты, ведение работ, мониторинг). /Улицкий В.М., Шашкин А.Г. – М.: Изд-во
АСВ, 1999. – 327 с.: ил.
43. Гид по геотехнике. Путеводитель по основаниям, фундаментам и подземным
сооружениям / Улицкий В.М., Шашкин А.Г., Шашкин К.Г. – СПб:
Геореконструкция, 2012. 288 с.
44. Совершенствование технологии устройства свай усиления / В. М. Улицкий, Б.
А. Королев, В. М. Рощин, С. В. Бровин // Фундаменты реставрируемых и
реконструируемых зданий и памятников архитектуры: материалы конференции. –
Л. : ЛДНТП, 1991. – С. 37-43.
45Механика грунтов, основания и фундаменты: Учебное пособие для строит.
спец. вузов/ С.Б. Ухов, В.В. Семѐнов, В.В. Знаменский и др.; Под ред. С.Б, Ухова.
– 4-е изд.,стер. – М.: Высш. шк.,2007. – 566 с.: ил.
46. Несущая способность сыпучего основания ленточного фундамента при
действии наклонной внецентренной нагрузки. /Федоровский В.Г. // ОФМГ, 2005
№4, с 1-7.
47. Цытович Н.А. Механика грунтов. Изд. четвертое, вновь перераб. и доп. – М.:
Стройиздат, 1963. –636 с.
48. Шалгинов Р.В. Совершенствование методов расчѐта инъекционных свай в
глинистых грунтах для условий реконструкции зданий: дис… канд. техн. наук. –,
2010. –236 с.
49. Проектирование зданий и подземных сооружений в сложных инженерно-
геологических условиях. Шашкин А.Г. М.: Издательство «Академическая наука»
- Геомаркетинг, 2014, 352 с.
50. Carter J. P. Analysis of cylindrical cavity expansion in a strain weakening material
/ J. P. Carter, S. K. Yeung // Computers and Geotechnics. – 1985. – № 1. –p. 161-180.
51. Fernando V. Use of cavity expansion theory to predict ground displacement during
pipe bursting / V. Fernando, Ian D. Moore // Pipelines — Beneath Our Feet: Challenges
and Solutions : proceedings of Pipeline Division Specialty Conference, 2002. – 11 p.
52. Finno J. Evaluation of Compaction Grouted minipiles at the Northwestern
University/ J.Finno, C.O. Perdomo// National Geotechnical Experimentation Site/ -
1997
96

53. Houlsby G. T. Analysis of the unloading of a pressuremeter in sand // G. T.
Houlsby, B. G. Clarke, C. P. Wroth // Proc. 2nd Int. Symp. on the Pressuremeter
and its Marine Applications, Texas, 1986. – p. 245-262.
54. Sagaseta C. Quasi-static undrained expansion of a cylindrical cavity in clay in
the presence of shaft friction and anisotropic initial stresses: personal communication.
– 1984. – 9 p.
55. ДСТУ Б.В.2.1-17:2009 «Ґрунти. Методи лабораторного визначення
характеристик міцності та деформованості» -К.: Мінрегіонбуд.2009.
56. ДСТУ Б.В.2.1-17:2009 «Методи лабораторного визначення фізичних
властивостей ґрунтів». К.: Мінрегіонбуд.- 2009.

ChSTU repository

ChSTU repository preserves and enables easy and open access to all types of digital content including text, images, moving images, mpegs and data sets