Дослідження технологічно-конструктивних рішень  пальових фундаментів для малоповерхових будівель і споруд при обмежених умовах виконання робіт

Расевич, Станіслав Вячеславович
Please use this identifier to cite or link to this item: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/7017
Full metadata record
DC Field	Value	Language
dc.contributor.advisor	Пряник, Сергій Петрович	-
dc.contributor.author	Расевич, Станіслав Вячеславович	-
dc.date.accessioned	2026-02-10T12:28:08Z	-
dc.date.available	2026-02-10T12:28:08Z	-
dc.date.issued	2026-01	-
dc.identifier.uri	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/7017	-
dc.description.abstract	Кваліфікаційна робота здобувача вищої освіти за спеціальністю 192 - Будівництво та цивільна інженерія. – Черкаський державний технологічний університет, Черкаси, 2026. Кваліфікаційна робота присвячена аналізу та дослідженню конструктивно- технологічних рішень пальових фундаментів малоповерхових будівель і споруд, що виконуються на палях за умов обмеженого простору та складного доступу до будівельного майданчика. Особливу увагу приділено застосуванню технології швидкісного, обертового та безшумного загвинчування паль із використанням сучасного механізованого обладнання. Такий підхід є актуальним у практиці швидкого будівництва, де неприйнятні ударні навантаження, вібраційні та інші динамічні впливи, які можуть негативно позначатися на стані ґрунтової основи та навколишніх об’єктів. У дослідженні розглянуто особливості улаштування пальових фундаментів у ситуаціях, коли виконання робіт відбувається в обмежених умовах — у щільній міській забудові, на стеснених майданчиках або в умовах складної інженерно-геологічної будови ґрунтів. Проаналізовано технологічні прийоми, що забезпечують мінімальний вплив на ґрунт і дозволяють виконувати монтаж паль високоточно та оперативно. Застосування сучасних технологій загвинчування паль сприяє значному скороченню тривалості будівництва, підвищує надійність основ і фундаментів та забезпечує довговічність легких каркасних споруд. Отримані результати підкреслюють доцільність використання таких рішень у малоповерховому будівництві за умов, що ускладнюють традиційні методи влаштування фундаментів.	uk_UA
dc.language.iso	uk	uk_UA
dc.subject	пальові фундаменти	uk_UA
dc.subject	інженерно-геологічні умови	uk_UA
dc.subject	малоповерхові будівлі	uk_UA
dc.subject	обмежені умови будівництва	uk_UA
dc.subject	технологія улаштування паль	uk_UA
dc.title	Дослідження технологічно-конструктивних рішень пальових фундаментів для малоповерхових будівель і споруд при обмежених умовах виконання робіт	uk_UA
dc.type	Master Thesis	uk_UA
Appears in Collections:	192 Будівництво та цивільна інженерія (Промислове і цивільне будівництво)
Files in This Item:
File	Description	Size	Format
Расевич С_В_група МГБ_404 .pdf Restricted Access		1.46 MB	Adobe PDF	View/Open Request a copy
Show simple 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 
                        ___________________________ 
                                                                                                       ’’____’’ _____________ 2026 р.              
 
Пояснювальна записка 
 до кваліфікаційної роботи магістра 
 
магістр 
(освітній рівень) 
на тему «Дослідження технологічно-конструктивних рішень  пальових 
фундаментів для малоповерхових будівель і споруд при обмежених 
умовах виконання робіт» 
 
 
                        Виконав: здобувач вищої освіти  _2_ курсу,  групи   МГБ-404 
                        спеціальності 192 - Будівництво та цивільна інженерія,  
            освітня програма «Промислове та цивільне будівництво» 
 
                                                                                               _____________                    __Расевич  С.В.  
                                                                                                        (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 2026  р. 
2 
 
БЛАНК ЗАВДАННЯ: 
 
  
3 
 
Анотація 
Расевич С.В. «Дослідження технологічно-конструктивних рішень  пальових 
фундаментів для малоповерхових будівель і споруд при обмежених умовах 
виконання робіт». – Рукопис. 
Кваліфікаційна робота здобувача вищої освіти за спеціальністю 192 - Будівництво та 
цивільна інженерія. – Черкаський державний технологічний університет, Черкаси, 
2026. 
Кваліфікаційна робота присвячена аналізу та дослідженню конструктивно-
технологічних рішень пальових фундаментів малоповерхових будівель і споруд, що 
виконуються на палях за умов обмеженого простору та складного доступу до 
будівельного майданчика. Особливу увагу приділено застосуванню технології 
швидкісного, обертового та безшумного загвинчування паль із використанням 
сучасного механізованого обладнання. Такий підхід є актуальним у практиці 
швидкого будівництва, де неприйнятні ударні навантаження, вібраційні та інші 
динамічні впливи, які можуть негативно позначатися на стані ґрунтової основи та 
навколишніх об’єктів. У дослідженні розглянуто особливості улаштування пальових 
фундаментів у ситуаціях, коли виконання робіт відбувається в обмежених умовах — 
у щільній міській забудові, на стеснених майданчиках або в умовах складної 
інженерно-геологічної будови ґрунтів. Проаналізовано технологічні прийоми, що 
забезпечують мінімальний вплив на ґрунт і дозволяють виконувати монтаж паль 
високоточно та оперативно. Застосування сучасних технологій загвинчування паль 
сприяє значному скороченню тривалості будівництва, підвищує надійність основ і 
фундаментів та забезпечує довговічність легких каркасних споруд. Отримані 
результати підкреслюють доцільність використання таких рішень у 
малоповерховому будівництві за умов, що ускладнюють традиційні методи 
влаштування фундаментів. 
Ключові слова: фундаменти, конструктивно-технологічні рішення, паля, 
обертання, обмежені умови будівництва, швидкість, малоповерхове будівництво.  
4 
 
ЗМІСТ Арк 
ВСТУП………………………………………………………………………….. 6 
РОЗДІЛ 1. ІСТОРИЧНИЙ РОЗВИТОК ТЕХНОЛОГІЙ ПАЛЬОВИХ  
ФУНДАМЕНТІВ ДЛЯ МАЛОПОВЕРХОВИХ БУДІВЕЛЬ ТА ОЦІНКА ЇХ  
ДОВГОВІЧНОСТІ ……………………………………………………………… 9 
1.1. Обмежені умови виконання пальових робіт при влаштуванні  
фундаментів………………………………………………………………….…. 9 
1.2. Історичні аспекти застосування швидковлаштовуваних металевих  
пальових фундаментів ………………………………………………………..… 12 
1.3. Принципи проєктування металевих паль швидкого монтажу………….  18 
1.4.  Аналіз тривалості експлуатації металевих пальових конструкцій……….  23 
1.5. Технології встановлення гвинтових паль для швидкозведених  
фундаментів ……………………………………………………………….……. 28 
Висновки до розділу 1. ………………………………………………………... 33 
РОЗДІЛ 2. АНАЛІЗ ДОСЛІДЖЕННЯ ФУНКЦІОНУВАННЯ МЕТАЛЕВИХ  
ПАЛЬ ПРИ ЇХ ВЗАЄМОДІЇ ЗІ ЗВ’ЯЗНИМИ ҐРУНТАМИ…………….…… 34 
2.1. Огляд конструктивно-технологічних рішень гвинтових паль,  
застосованих у дослідженнях. ……………………………………………….... 34 
2.2. Аналіз лабораторного дослідження несучої здатності гвинтових паль у  
зв’язних ґрунтах ………………………………………………………………… 36 
2.3. Дослідження та аналіз полігонних випробувань несучої здатності  
гвинтових паль у зв’язних ґрунтах……………………………….…………….  41 
Висновки до розділу 2………………………………………………………….  57 
РОЗДІЛ 3. ЧИСЕЛЬНИЙ АНАЛІЗ РОБОТИ ГВИНТОВИХ ПАЛЬ У  
ЗВ’ЯЗНИХ ҐРУНТАХ…………………………………………………………… 59 
3.1. Огляд програмних комплексів, що застосовуються для моделювання  
роботи паль ………………………………………………………………………  59 
3.2. Методика чисельного моделювання гвинтових паль у зв’язних ґрунтах  62 
3.3. Аналіз результатів чисельних досліджень різних типів гвинтових паль  66 
5 
 
3.4. Порівняльна оцінка методів визначення несучої здатності……………. 69 
Висновки до розділу 3…………………………………………………………. 70 
РОЗДІЛ 4. ОЦІНКА ЕФЕКТИВНОСТІ ДОСЛІДЖЕНЬ І ТЕХНІЧНЕ  
ОБҐРУНТУВАННЯ РІШЕНЬ …………………………………………………... 71 
4.1. Застосування методу розрахунку осідання гвинтових паль у зв’язних  
ґрунтах ……………………………………………………………………….…. 71 
4.2. Аналіз рекомендацій щодо визначення осідань та проведення  
розрахунку…………………………………………………………………….…. 79 
4.3. Приклади застосування методик у практиці ……………………………. 83 
4.4. Використання даних крутного моменту для оцінювання несучої  
здатності гвинтових паль ………………………………………………………. 88 
Висновки до розділу 4…………………………………………………………. 93 
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ………………………………………………………... 94 
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ……………………………………….. 96 
  
  
6 
 
ВСТУП 
Актуальність теми. В умовах воєнної агресії останніх років у будівельній галузі 
України спостерігається чітка тенденція до збільшення обсягів зведення 
малоповерхових будівель і споруд, призначених для агропромислового та 
промислового секторів. Зокрема, значний попит формується на логістичні 
комплекси, склади, тепличні господарства, мобільні виробничі модулі, павільйони 
сезонного використання тощо. Такі споруди, що здебільшого належать до категорії 
швидкомонтованих, відрізняються стислими термінами зведення та порівняно 
коротким експлуатаційним періодом — орієнтовно до 20 років. Їхні конструктивні 
особливості забезпечують можливість оперативного монтажу навіть в умовах 
обмеженого доступу до будівельного майданчика, що є надзвичайно важливим у 
сучасних реаліях. 
У багатьох країнах Європи та світу швидкомонтовані споруди становлять до 
третини загального обсягу будівництва, що підтверджує їхню ефективність, 
економічність та адаптивність. Легка вага конструкцій таких будівель дозволяє 
суттєво зменшити навантаження на основу, що, своєю чергою, відкриває широкі 
можливості для оптимізації фундаментоутворення. Застосування традиційних типів 
фундаментів — стрічкових чи стовпчастих — у цьому випадку часто виявляється 
надмірним та економічно недоцільним. Це призводить до перевитрат матеріалів, 
збільшення трудомісткості та затягування строків виконання робіт, що суперечить 
основним принципам швидкобудівництва. 
Одним з найбільш раціональних рішень для таких об’єктів, особливо при 
роботі в зв’язних глинистих ґрунтах та за умов обмеженого будівельного простору, 
є використання гвинтових паль. Їхнє застосування забезпечує низку технічних та 
технологічних переваг: відсутність необхідності у масштабних земляних роботах, 
мінімальне порушення структури ґрунтової основи під час загвинчування, змога 
працювати у стислих умовах щільної міської забудови, висока швидкість монтажу 
та можливість виконання робіт у будь-яку пору року. 
Особливої ефективності гвинтові палі набувають у зв’язних ґрунтах, коли у їх 
конструкції застосовується декілька лопатей. Багатолопатеве виконання забезпечує 
підвищену несучу здатність палі при одночасному зменшенні її матеріаломісткості, 
що позитивно впливає на загальну економіку будівництва. Ураховуючи сучасні 
вимоги до швидкості зведення, технологічності та мінімізації витрат, дослідження 
конструктивних рішень пальових фундаментів для малоповерхових споруд у 
складних та обмежених умовах будівництва набуває особливої актуальності. Таким 
чином, потреба у науковому обґрунтуванні, порівнянні та оптимізації технологій 
7 
 
улаштування пальових фундаментів у зазначених умовах визначає актуальність теми 
даної роботи та підкреслює її практичне значення для сучасного будівництва. 
Мета кваліфікаційної роботи полягає у всебічному дослідженні 
конструктивно-технологічних рішень пальових фундаментів, що застосовуються у 
малоповерхових будівлях і спорудах, зведення яких здійснюється в складних та 
обмежених умовах будівельного майданчика. Особлива увага приділяється аналізу 
та удосконаленню методів розрахунку гвинтових і багатолопатевих паль, що 
дозволяють забезпечити необхідну несучу здатність фундаментів за умов 
підвищених вимог до швидкості та економічності будівництва. Дослідження 
спрямоване на виявлення оптимальних рішень щодо вибору типу паль, їх 
конструктивних параметрів, технології монтажу та оцінки ефективності 
застосування різних варіантів пальових систем у специфічних інженерно-
геологічних умовах. Це дає можливість сформувати науково обґрунтовані 
рекомендації для підвищення надійності та раціональності проектування 
фундаментів малоповерхових споруд. 
 
Основні завдання дослідження 
• Проаналізувати історичні аспекти розвитку та застосування пальових 
фундаментів у малоповерховому будівництві, приділивши увагу проблемам 
їхньої довговічності й ефективності в умовах обмеженого доступу та складних 
технологічних вимог. 
• Обґрунтувати конструктивні особливості гвинтових паль, призначених для 
фундаментів швидкомонтованих та тимчасових будівель, а також дослідити 
вплив геометричних характеристик і конструктивних параметрів паль на їхню 
роботу у зв’язних глинистих ґрунтах. 
• На основі аналізу теоретичних напрацювань та експериментальних 
досліджень визначити несучу здатність гвинтових паль та особливості 
формування напружено-деформованого стану глинистого ґрунту навколо них; 
виконати порівняння отриманих результатів з характеристиками інших типів 
паль. 
• Обґрунтувати розрахункову модель роботи гвинтової палі у зв’язному ґрунті 
та застосувати методики визначення її осідання під дією зовнішнього 
вертикального навантаження для умов експлуатації тимчасових споруд. 
• Підтвердити ефективність і доцільність вибраних конструктивно-
технологічних рішень при проєктуванні та улаштуванні фундаментів 
швидкомонтованих будівель на зв’язних глинистих ґрунтах. 
8 
 
Предмет дослідження 
Предметом дослідження є конструктивно-технологічні рішення пальових 
фундаментів для малоповерхових будівель і споруд, зокрема фундаментів на базі 
швидковлаштовуваних гвинтових паль, що застосовуються в складних та обмежених 
умовах будівництва. 
Методи дослідження 
У роботі застосовано комплекс теоретичних і експериментально-аналітичних 
методів. Теоретична частина включає в себе огляд наукових досліджень, чисельне 
моделювання роботи гвинтових паль у глинистому ґрунті та використання методик 
розрахунку осідання паль під дією вертикальних навантажень. 
Експериментальна складова ґрунтується на аналізі даних лабораторних та 
полігонних випробувань гвинтових паль, виконаних із застосуванням статичних 
вдавлюючих навантажень. Така комбінація методів дозволяє всебічно оцінити 
механізм роботи палі, особливості її взаємодії з ґрунтовою основою та визначити 
ефективність використання в умовах швидкого зведення тимчасових споруд. 
Практична новизна: 
 У дослідженні виконано поглиблений аналіз ефективності роботи гвинтових 
металевих паль у зв’язних ґрунтах при влаштуванні фундаментів тимчасових 
швидкомонтованих будівель. Встановлено, що для натурних гвинтових паль 
довжиною до 3,0 м та діаметром лопаті 0,3 м раціональна відстань між лопатями у 
зв’язних ґрунтах становить 2,0…2,5 діаметра лопаті, що забезпечує оптимальне 
співвідношення матеріаломісткості та несучої здатності. 
Доведено, що у зв’язних ґрунтах несуча здатність дволопатевих гвинтових паль 
завдовжки не більше 3,0 м та з діаметром лопаті 0,3 м перевищує показники 
однолопатевих паль аналогічних геометричних параметрів у середньому на 30 %. Це 
підтверджує доцільність використання багатолопатевих конструкцій у 
малоповерховому будівництві в умовах обмеженого впливу на основу. 
Проаналізовано та уточнено метод розрахунку осідання одиночних гвинтових 
паль із декількома лопатями у зв’язних ґрунтах. Методика ґрунтується на 
використанні характеристик ґрунтової товщі, визначених під час інженерно-
геологічних вишукувань, та враховує конструктивну специфіку паль. Показано, що 
осідання таких паль має нелінійну залежність від величини прикладеного 
зовнішнього навантаження, що суттєво впливає на точність оцінки їхньої роботи в 
реальних умовах експлуатації. 
Практична значимість. 
Практичне значення проведеного дослідження полягає в тому, що проаналізовані 
конструктивні особливості гвинтових паль та уточнений метод розрахунку їх 
9 
 
осідання забезпечують підвищення надійності й ефективності застосування таких 
паль у зв’язних ґрунтах. Отримані результати можуть бути використані при 
проєктуванні та улаштуванні фундаментів як тимчасових, так і постійних 
швидкомонтованих будівель, забезпечуючи оптимізацію конструкцій, скорочення 
термінів виконання робіт та підвищення рівня безпеки експлуатації споруд. 
Проаналізовані рекомендації сприяють більш обґрунтованому вибору параметрів 
гвинтових паль, удосконаленню технології їхнього занурення та підвищенню 
точності прогнозування взаємодії палі з глинистими ґрунтами, що розширює 
можливості застосування пальових фундаментів у складних інженерно-геологічних 
умовах. 
Структура та обсяг роботи. Кваліфікаційна робота магістра складається із вступу, 
чотирьох розділів, загальних висновків, списку використаних джерел. Загальний 
обсяг роботи складає 103 сторінки. 
 
  
10 
 
 
РОЗДІЛ 1. ІСТОРИЧНИЙ РОЗВИТОК ТЕХНОЛОГІЙ ПАЛЬОВИХ 
ФУНДАМЕНТІВ ДЛЯ МАЛОПОВЕРХОВИХ БУДІВЕЛЬ ТА ОЦІНКА ЇХ 
ДОВГОВІЧНОСТІ  
1.1 Обмежені умови виконання пальових робіт при влаштуванні фундаментів 
У щільній міській забудові особливої актуальності набуває мінімізація 
вібраційного впливу. Згідно з відомими дослідженнями [1,2], навіть невеликі 
коливання можуть спричиняти мікротріщини у стінах старих будівель або обвалення 
пошкоджених конструкцій. Внаслідок цього ударні та вібраційні методи занурення 
паль у таких умовах категорично забороняються. Технологія загвинчування 
гвинтових паль є однією з небагатьох, що дозволяє уникнути вібрацій і ударів, при 
цьому забезпечуючи можливість роботи на майданчиках шириною 2,5–3,0 м, що 
підтверджено практичними випробуваннями (ДСТУ-Н B В.2.1-31:2014). 
У сучасній будівельній практиці виконання пальових робіт нерідко 
здійснюється в умовах, які суттєво обмежують можливість застосування 
традиційних технологій занурення паль. Такі умови можуть бути зумовлені щільною 
міською забудовою, особливостями інженерно-геологічної будови площі 
будівництва, вимогами до зниження шуму та вібрацій, відсутністю вільного 
простору для великогабаритної техніки або ж екологічними та техногенними 
обмеженнями. Розгляд і класифікація цих обмежених умов є важливими для 
правильного вибору конструктивно-технологічних рішень пальових фундаментів та 
забезпечення безпечного й надійного виконання робіт. 
 
1. 1.1 Обмежені умови, повʼязані зі щільною міською забудовою 
Одним з найбільш поширених факторів, що ускладнюють пальові роботи, є 
недостатня кількість вільного простору на будівельному майданчику. У містах — 
особливо в центральних районах — нове будівництво часто ведеться на ділянках, 
оточених існуючими будівлями та комунікаціями. 
До таких обмежень належать: 
• близькість до житлових та історичних будівель, де заборонене або небажане 
застосування ударних та вібростворюючих технологій; 
• необхідність захисту слабких та аварійно небезпечних конструкцій від 
додаткових деформацій; 
• обмежений простір для розміщення обладнання, техніки та складування паль; 
11 
 
• складність організації під'їзних шляхів до майданчика. 
У таких умовах традиційні методи занурення забивних паль (ударне занурення 
молотом) або вібраційні способи стають неможливими або небезпечними. Тому 
зростає значення безвібраційних методів, зокрема технології загвинчування 
металевих гвинтових паль. 
1.1.2. Обмеження, повʼязані з технологічними умовами 
Під час будівництва тимчасових або швидкомонтованих споруд часто ставиться 
вимога виконувати роботи максимально швидко й безперервно, що також створює 
додаткові технологічні обмеження: 
• неможливість виконання масштабних земляних робіт, які потребують часу та 
значних ресурсів; 
• потреба у безшумності процесу через близькість житлових зон; 
• необхідність працювати в обмеженому часовому вікні (наприклад, у нічний 
час або між змінами роботи промислових об’єктів); 
• заборона на використання важкої ударної техніки. 
У таких випадках найбільш ефективними є легкі мобільні механізми, що 
забезпечують високу швидкість занурення паль і не потребують значної площі. 
Прикладом є застосування гідравлічних або електромеханічних головок для 
загвинчування паль. 
1.1.3. Складні інженерно-геологічні умови 
Особливості ґрунтової товщі також можуть створювати обмеження, серед яких: 
• наявність слабких або водонасичених глинистих ґрунтів, які не забезпечують 
достатньої стійкості котлованів для традиційних фундаментів; 
• висока корозійна активність ґрунтів, що ускладнює застосування паль без 
відповідного захисту; 
• велика товщина просадних або органічних ґрунтів; 
• близьке залягання ґрунтових вод. 
У таких умовах кількість технологій, які можна застосовувати без додаткових 
заходів, суттєво обмежена. Часто ґрунт не допускає вібраційного занурення через 
ризик втрати стійкості або розвитку надмірних деформацій. Застосування гвинтових 
паль є одним із найефективніших рішень, оскільки процес їхнього занурення 
12 
 
мінімально порушує структуру ґрунту й дозволяє працювати навіть у слабостійких 
глинистих масивах. 
1.1.4. Санітарно-екологічні обмеження 
Під час будівництва на територіях, що мають особливий статус або потребують 
мінімального впливу на навколишнє середовище, виникають додаткові обмежені 
умови: 
• будівництво поблизу лікарень, шкіл, наукових центрів, де недопустимий шум; 
• виконання робіт у рекреаційних зонах і заповідниках; 
• будівництво на територіях із високою концентрацією підземних 
комунікацій—теплотрас, електричних та телекомунікаційних мереж, 
газопроводів; 
• вимога мінімального порушення поверхні ґрунту та рослинного шару. 
У таких ситуаціях головними вимогами до технології занурення паль стають 
безшумність, відсутність вібрацій та можливість працювати в умовах обмеженого 
втручання в ґрунтову товщу. Гвинтові палі є одним із небагатьох типів паль, які 
повністю відповідають цим критеріям. 
1.15. Обмеження, пов’язані з сезонністю та погодними умовами 
У регіонах з тривалим зимовим періодом існує надзвичайно важлива вимога — 
можливість виконання пальових робіт у мороз. Не всі технології дозволяють 
працювати в таких умовах. Наприклад: 
• забивання паль у мерзлий ґрунт потребує надпотужного обладнання; 
• буріння може бути неможливим через промерзлі шари; 
• розробка котлованів у зимовий час потребує попереднього прогріву. 
Гвинтові палі дозволяють виконувати роботи у зимовий період без значних 
додаткових витрат на підготовку ґрунту, що робить їх зручними в умовах жорстких 
кліматичних обмежень. 
13 
 
1.1.6. Технічні й організаційні обмеження 
До цієї групи належать: 
робота на висотних або карпатих ділянках, де складно розмістити техніку; 
• обмежений доступ до електроенергії або води; 
• необхідність виконання робіт без зупинки функціонування сусідніх будівель 
чи інфраструктури; 
• неможливість залучення важкого автотранспорту. 
Ці фактори обмежують використовувані технології та потребують застосування 
компактних мобільних установок, які можуть працювати автономно. 
Таблиця 1 .1— Обмежені умови виконання пальових робіт та можливі технологічні 
рішення 
 
Обмежені Характеристика Обмеження щодо 
№ Рекомендовані рішення 
умови проблеми технологій 
Щільна міська Наявність будівель на Заборона ударних та Гвинтові палі, 
1 
забудова відстані < 5–10 м віброзанурювачів буроін’єкційні палі 
Підземні Електрокабелі, водогін, Небезпека Палі малого діаметра, 
2 
комунікації зв’язок пошкодження контрольне зондування 
Слабкі глинисті Зміщення, нерівномірні Обмеження 
3 Гвинтові палі, мікропалі 
ґрунти осідання вібраційних технологій 
Високий рівень Металеві гвинтові палі 
4 Водовмісні шари Складність буріння 
ґрунтових вод без земляних робіт 
Заборона шуму та Безшумні методи 
5 Санітарні зони Лікарні, школи, архіви 
вібрацій загвинчування 
Обмежений Тісні ділянки, Неможливість роботи Мобільні установки 
6 
простір внутрішні подвір’я великої техніки загвинчування 
Гвинтові палі з 
7 Зимові умови Промерзлий ґрунт Ускладнення забивання попереднім різанням 
мерзлого шару 
 
Обмежені умови виконання пальових робіт можуть бути зумовлені містобудівними, 
геологічними, технологічними, екологічними та організаційними чинниками. У 
таких умовах традиційні технології занурення паль часто є недоступними, надто 
шумними або небезпечними. Саме тому сучасне будівництво дедалі частіше 
звертається до альтернативних рішень, головним з яких є гвинтові палі. 
14 
 
Їхня безвібраційна, безударна технологія занурення, можливість роботи на 
обмежених майданчиках та мінімальний вплив на ґрунтову структуру роблять цей 
тип фундаментів оптимальним у складних умовах будівництва — як для тимчасових, 
так і постійних споруд  [1,2]. 
1.2. Історичні аспекти застосування швидковлаштовуваних металевих 
пальових фундаментів. 
Найшвидший спосіб влаштування паль забезпечують гвинтові палі, які 
широко застосовувалися й застосовуються в транспортному, промисловому та 
електромережевому будівництві, а також при будівництві військових інженерних 
споруд. З їх допомогою споруджено мости, естакади та опори ліній електропередач. 
Конструкції гвинтових паль відзначалися високою матеріаломісткістю через 
використання сталевих труб великого діаметра. Відомі приклади гвинтових паль зі 
сталевим стволом діаметром 1,02 м, діаметром лопаті 2,2 м та довжиною до 36 м, які 
застосовувалися як фундаменти моста через р. Дністер [13]. 
На сьогодні в промисловому та транспортному будівництві область 
застосування гвинтових паль значно зменшилася через появу сучасних машин та 
ефективних технологій влаштування паль у ґрунті. Натомість у електромережевому 
будівництві вони досі широко використовуються для фундаментів опор ЛЕП, 
оскільки краще витримують висмикувальні навантаження порівняно з буровими або 
забивними палями. 
Дослідження в основному спрямовані на розробку конструкцій гвинтових паль 
із зниженим енергоспоживанням під час загвинчування. Великі палі для мостів і 
промислових об’єктів часто супроводжуються проблемами через недостатню 
потужність гідрообертачів, що подовжує терміни робіт і знижує ефективність їх 
використання. Теоретичні та експериментальні дослідження впливу різних факторів 
на опір зануренню гвинтових анкерів та паль виконували відчизняних та 
закордонних вчених [21, 10, 27-28, 47, 70]. Більшість робіт містить теоретичні 
залежності для визначення крутного моменту при загвинчуванні, що залежать від 
геометрії палі (діаметра стовбура, кроку гвинта) і фізико-механічних властивостей 
ґрунту. 
Серед перших вітчизняних конструкцій, що ефективно реалізували досвід 
зниження енергоємності загвинчування, були палі ВАТ 
«Севзапенергомережапроект» під керівництвом В.М. Желєзкова. Вони представляли 
сталеву трубу з привареною гвинтовою лопаттю діаметром 0,5–0,8 м, початок якої 
мав конусний наконечник [21-22, 61].  Така форма зменшує необхідне зусилля при 
вгвинчуванні. Лопать може бути одно- або двовитковою для підвищення жорсткості 
конструкції. Конструкція отримала широке поширення завдяки ефективності у 
15 
 
військовому будівництві (мал. 1.1) та як фундаменти опор ЛЕП. Для зниження 
осьового навантаження й підвищення несучої здатності палі можуть мати дві лопаті 
з поступово збільшуваною шириною [23]. 
 
 
Мал. 1.1 – Конструкції гвинтових паль: а - двовиткова; б - одновиткова. 
Згідно [61], конструювання металевих гвинтових паль (анкерів) доцільно 
виконувати в наступних діапазонах геометричних параметрів: зовнішній діаметр 
металевої труби стовбура dс від 0,168 м до 0,325 м при товщині стінки t = 8 ... 16 мм; 
- найбільший діаметр гвинтової лопаті D=(2,5...5,0)·dс; причому 
рекомендуються гвинтові анкери з діаметром лопатей 0,5 та 0,850 м;  
- крок гвинтової лопаті: при D = 0,5-1,0 м слід приймати а = (0,15...0,25) dc, при 
D < 05 м = (0,3...0,4)dc; Лопаті палі рекомендується виготовляти із вуглецевої або 
низьколегованої сталі. Стовбури паль рекомендується виготовляти зі сталі: 09Г2С 
або Ст20. Приварювання лопаті до стовбура палі виконується двостороннім швом. 
Для підвищення довговічності гвинтову палю виготовляють з литого наконечника та 
привареного до нього стовбура палі. Наконечники, являють собою маточину з 
лопаттю, виконані литтям у форми з холоднотвердіючих сумішей або за моделями, 
що газифікуються. У порівнянні зі звареною лопаттю, литі наконечники мають 
більш високу експлуатаційну надійність і підвищений термін служби, менш схильні 
до деформацій при монтажі палі. До недоліків даної конструкції можна віднести 
високу матеріаломісткість та вартість, порівняно з гвинтовими палями, що мають 
зварні лопаті. При влаштуванні гвинтової палі (анкера) у вічномерзлих 
(багатолітньомерзлих) ґрунтах її загвинчують у попередньо пробурену (лідерну) 
свердловину того ж діаметра що і стовбур палі (анкера), що дозволяє значно 
зменшити занурювальну силу і крутний момент при зануренні. Найбільш відома 
конструкція палі для вічномерзлих ґрунтів складається з циліндричного 
порожнистого стовбура і наконечника, з гвинтовою лопаттю, з відношенням 
16 
 
діаметра лопаті до діаметра стовбура палі < 1,5, нижній торець палі може бути 
забезпечений зуб’ями (мал. 1.2). Також наконечник може бути виконаний конічної 
форми.  
Раніше описані конструкції гвинтових паль використовуються для об'єктів 
капітального будівництва. Їх характеризує висока матеріаломісткість та вартість 
будівельно-монтажних робіт з їхнього влаштування. В даний час гвинтові палі 
великого діаметра практично не застосовуються в транспортному та промисловому 
будівництві (за винятком електромережевого будівництва), це пов'язано з появою 
будівельних машин, що дозволяють виготовляти бурові палі за сучасними 
технологіями (CFA, DDS та ін.). В останні роки сфера застосування гвинтових паль 
суттєво розширилася за рахунок їх використання у складі фундаментів 
швидкомонтованих будівель. Насамперед це пов'язано з появою на будівельному 
ринку імпортних моделей машин, оснащених легким та малогабаритним навісним 
обладнанням (гідрообертачем) [53]. У малоповерховому і котеджному будівництві, 
а також для будівель і споруд третього рівня відповідальності, швидкозведених 
будівель з невеликими навантаженнями на основу широко застосовуються гвинтові 
палі з діаметром стовбура не більше 0,108-0,133 м, що уможливлює їх занурення з 
невеликим значенням крутячого момента. Конструктивні рішення гвинтових паль, 
що набули поширення для даного класу споруд, можна розділити на дві групи: 
- гвинтові палі, виконані у формі «шурупа» з великою кількістю витків по довжині 
стовбура палі; 
- гвинтові палі, з відношенням діаметра лопаті D, м до діаметра стовбура палі d, м, 
що дорівнює D = (2,5…3)·d. 
Найбільш відома конструкція гвинтових паль у формі "шурупа" розроблена 
фахівцями німецької компанії "KRINNER" [40]. Є кілька різновидів таких паль, 
загальним для них є те, що вони складаються з кованого конусного корпусу і трубної 
заготовки з привареною спіраллю (мал. 1.3). Захист палі від корозії забезпечується 
методом гарячого оцинкування у заводських умовах. У верхній частині стовбур палі 
переходить в оголовок, який необхідний для її монтажу, а також є опорним 
елементом для надземних конструкцій. Це дозволяє зробити процес збирання 
будівель більш технологічним, оскільки скорочує час будівельно-монтажних робіт. 
Слід зазначити велику кількість конструктивних рішень вузлів їх з'єднання з 
конструкціями споруд, що несуть, як правило використовується болтове з'єднання. 
17 
 
                        
Мал. 1.2 – Палі, які призначені для  Мал. 1.3 – Конструкції гвинтових 
вічномерзлих ґрунтів. паль у формі «шурупа». 
За рахунок конструктивної форми, палі легко встановлюються не тільки у 
звичайних ґрунтах, але також у ґрунтах, з великим вмістом включень щебню, а також 
техногенних ґрунтах з великим вмістом будівельного сміття. Палі у формі «шурупа», 
можливо, вкручувати в умовах міста, безпосередньо в асфальтовані поверхні. Робота 
даної палі в глинистому ґрунті оцінюється по здатності її бічної поверхні. 
Дослідження, виконані Акопяном В.Ф. [4, 5, 83] показали, що в процесі влаштування 
гвинтової палі у формі «шурупа» відбувається ущільнення навколишнього ґрунту, 
що сприяє збільшенню її несучої здатності по бічній поверхні. До недоліків даної 
конструкції слід віднести недостатню несучу здатність в слабких  зв’язних 
глинистих ґрунтах. Крім того, дані палі спочатку розроблялися для експлуатації в 
умовах, де відсутні процеси морозного пучення ґрунтів. Однією з перших 
конструкцій гвинтових паль, що з'явилися на ринку малоповерхового і котеджного 
будівництва, а також тимчасових будівель, що швидко зводяться, є палі, створені на 
основі ефективних конструктивних рішень паль великого діаметру, зокрема 
конструкції Железкова В.М. («Севзапенергомережапроект») (мал. 1.4) [23]. Дані палі 
швидко завоювали популярність на ринку малоповерхового та котеджного 
будівництва. Палі мають антикорозійне покриття, після встановлення палі 
внутрішня порожнина палі зазвичай заповнюється бетонною сумішшю для 
підвищення довговічності конструкції, на верхній частині паль, як правило, 
встановлюється металевий опорний елемент (оголовок), виготовлений зі сталевої 
пластини з отворами, на який встановлюються конструкції будинку. З недоліків 
варто виділити високу трудомісткість процесу виготовлення даних паль, яка 
включає наступні етапи: нарізка заготовок лопатей, розкрій загострення стовбура, 
гнучка заготовка лопатей на кондукторі. Додатково, у процесі збирання лопаті 
необхідно зварювати на стволі палі дві заготовки.  
Аналіз застосовуваних конструкцій гвинтових паль за кордоном [41, 43, 79, 81] 
дозволяє сказати, що відмінною особливістю практичних всіх іноземних гвинтових 
паль є те, що гвинтова лопать являє собою один повний виток отриманий з листової 
18 
 
заготівлі лазерною різкою з наступним приварюванням до стовбура палі. Отримання 
гвинтової лопаті з однієї заготовки, шляхом розведення кромок, на відміну від 
вітчизняних конструкцій, суттєво спрощує технологічний процес виготовлення (мал. 
1.5). Палі можуть виготовлятися порожнистими, зі скошеним кінцем, складатися з 
окремих стандартних секцій (складові модульні конструкції). Широко поширені 
багатолопатеві палі (анкери) з постійним кроком лопатей. 
                             
Мал. 1.4 – Конструкція палі для Мал. 1.5 – Гвинтові палі з кількома 
малонавантажених фундаментів.  лопатями, що застосовуються за кордоном. 
 
Лопаті можуть бути одного діаметра (палі) або поступово зменшуватися до 
низу палі, в останньому випадку їх частіше використовують як анкери. На підставі 
виконаного огляду вітчизняної та зарубіжної літератури в галузі існуючих 
конструктивних рішень гвинтових паль, можна навести класифікацію конструкцій 
гвинтових паль за деякими основними ознаками [28]: 
а) за характером навантаження, що передається: 
- гвинтові палі; 
- гвинтові анкери; 
б) по галузі застосування: 
- для об'єктів транспортного, промислового та цивільного призначення (підвищеного 
та нормального рівня відповідальності; 
 - паля гвинтова великого діаметра (діаметр ствола не менше 159 мм, діаметр лопаті 
понад 500 мм); 
- для швидкомонтованих тимчасових будівель, а також для малоповерхового та 
котеджного будівництва; 
 - паля гвинтова з діаметром лопаті не більше 0,4 м та діаметрі стовбура не більше 
0,133 м; 
в) від відношення діаметра лопаті до діаметра стовбура: 
- паля гвинтова широколопатева - паля гвинтова з відношенням діаметра лопаті до 
діаметра стовбура палі > 1.5; 
19 
 
- паля гвинтова вузьколопатева - паля гвинтова з відношенням діаметра лопаті до 
діаметра стовбура палі < 1.5; 
г) за технологією виготовлення гвинтової лопаті: 
 - зварні; - з литою лопаттю; 
д) за типом наконечника ствола: 
- без наконечника (з порожнім стволом, занурюються в лідерну свердловину); 
- з конусним наконечником (як правило, занурюються в цілісний ґрунтовий масив; 
гвинтова лопать може розміщуватися повністю на циліндричній частині ствола або 
паля виготовляється із закладом лопаті на конусний наконечник); 
е) залежно від методу занурення в ґрунт: 
- занурюваний у цільний масив ґрунту; 
 - занурювані у попередньо пробурену лідерну свердловину (для мерзлих ґрунтів); 
ж) за формою перерізу ствола: 
- зі стволом круглого перерізу (суцільний або порожнистий); 
- зі стволом квадратного перерізу; 
з) за кількістю лопатей: 
- однолопатеві; 
- дві лопаті та більше.  
1.3. Принципи проєктування металевих паль швидкого монтажу 
Основним документом для проектування фундаментів з гвинтових паль є ДБН, 
який дозволяє застосування гвинтових паль глибокого закладання (за умови, що 
глибина закладення лопаті від рівня планування має бути не менше ніж h = 5·D у  
зв’язних глинистих ґрунтах і не менше ніж h = 6·D у пісках). Дане обмеження 
пов'язане з роботою гвинтових паль на витягувальні навантаження. Відповідно до 
досліджень Маріупольського [34] при меншому заглибленні анкерів при дії 
витягувальних навантажень, напруги, що розтягують, не погашаються вагою 
вищерозташованих шарів, що призводить до руйнування у вигляді відриву деякого 
об'єму ґрунту у формі конуса з криволінійною утворюючою. Спочатку гвинтові палі 
масово застосовувалися як фундаменти щогл і веж ліній передач, де виникають 
знакозмінні навантаження, тому це обмеження і було узагальнено. Спираючись на 
вимоги норм до розрахунку гвинтових однолопатевих паль, її несуча здатність 
представляється як сума опорів ґрунту під лопатою і по бічній поверхні (мал. 1.6 а): 
                                             ���� =��с  ∙ [����0 + ������]                             (1.1) 
де γс – коефіцієнт умов роботи палі, що залежить від виду навантаження, що діє на 
палю, та ґрунтових умов; 
����0 -несуча здатність лопаті, кН; ������ - несуча здатність стовбура, кН. 
Несуча здатність лопаті гвинтової палі визначається за формулою 
20 
 
                                        ����0 = (α1∙с1+α2∙γ1∙h1)∙А,                           (1.2) 
де а1, а2 – безрозмірні коефіцієнти, які приймають  в залежності від розрахункового 
значення кута внутрішнього тертя ґрунту в робочій зоні φ1 (під робочою зоною 
розуміється прилеглий до лопаті шар ґрунту товщиною, що дорівнює d); ��1 - 
розрахункове значення питомого зчеплення ґрунту в робочій зоні, кПа; ��1 - середнє 
розрахункове значення питомої ваги ґрунтів, що залягають вище лопаті палі (при 
водонасичених ґрунтах з урахуванням дії води, що зважує), кН/м3; h1 – глибина 
залягання лопаті палі від природного рельєфу, а при плануванні території зрізанням 
– від рівня планування, м; �� - проекція площі лопаті, м2, рахуючи по зовнішньому 
діаметру, при роботі гвинтової палі на стискаюче навантаження; Коефіцієнти γc , α1, 
α2 було визначено виходячи з узагальнення результатів численних результатів 
випробувань гвинтових паль, які проведені на початку 1960-х років під керівництвом 
Трофименкова Ю.Г. і Маріупольського Л.Г [63] у різних ґрунтових умовах. 
Авторами було проведено понад 200 статичних випробувань на вдавлюючі та 
висмиктувальні навантаження гвинтовими палями завдовжки від 5 до 7 метрів, 
діаметром стовбура від 0,22 до 0,35 м та діаметром лопаті від 0,55 до 1,0 м. Значення 
коефіцієнтів спочатку увійшли до СНиП II-Б.5-67, а потім з деякими уточненнями 
перенесені до ДСТУ, що діє в даний час. Несуча здатність стовбура гвинтової палі 
визначається за формулою: 
 
                                Fdf = γсu ∙ fi ∙ (h − d) ,                          (1.3) 
 
 де γс - коефіцієнт умов роботи палі, що залежить від виду навантаження, що 
діє на палю, і ґрунтових умов; �� - периметр поперечного перерізу стовбура палі, м; 
���� - розрахунковий опір ґрунту на бічній поверхні стовбура гвинтової палі, кПа, що 
приймається; h - довжина стовбура палі, зануреної у ґрунт, м; d - діаметр лопаті палі, 
м. Ґрунтуючись на дослідженняхз вивчення роботи ствола гвинтових паль 
встановлено, що при вдавлюючих навантаженнях, що діють на палю, опір по її 
стволу не може бути досягнутий по всій довжині палі через ефект «розущільнення» 
ґрунту над верхньою лопаттю. Тому для розрахунку приймається, що довжина 
стовбура палі, що бере участь у роботі, становить величину (ℎ − ��), де d - діаметр 
лопаті палі, м. Розрахунок несучої здатності стовбура гвинтових паль базується на 
табличних значеннях розрахункових опорів ґрунтів на бічній поверхні. Ця таблиця 
була розроблена Лугою А.А. і була включена до вітчизняних норм з проектування 
пальових фундаментів  [8].  
21 
 
Розрахунок несучої здатності по ґрунту на вдавлюючі і висмикувальні 
навантаження ведеться, по суті, по одній і тій же формулі, що відрізняється 
значенням коефіцієнтів умов роботи, запропонованої на основі проведених 
випробувань гвинтових паль на вдавлювальне навантаження і висмикувальне, 
описаної в роботі [63]. За результатами досліджень Трофіменкова Ю.Г. та 
Маріупольського Л.Г. [63] співвідношення між несучою здатністю на вдавлювання 
та висмикування становить Fd=1,3Fu. Несуча здатність гвинтових однолопатевих 
паль складається з несучої здатності ґрунту вздовж стовбура Fdf і несучої здатності 
ґрунту в основі нижньої лопаті палі Fd0 (мал. 1.6 a). 
На основі досліджень роботи багатолопатевих паль та анкерів встановлено, що 
відстань між лопатями є важливим параметром, що характеризує їх роботу. 
 За результатами проведених лабораторних досліджень роботи гвинтових паль 
– анкерів в слабких зв’язних глинистих ґрунтах було запропоновано дві схеми для 
опису поведінки паль залежно від відстані між лопатями. При вивченні роботи 
гвинтових анкерів довжиною від 5 м більше встановлено, що при близькій відстані 
між лопатями (менше двох діаметрів лопаті) ґрунт, укладений між лопатями, 
починає працювати спільно зі стовбуром палі, мобілізуючи сили тертя по бічній 
поверхні утвореного таким чином «ґрунтового циліндра» (Cylindrical shear surface) 
(мал. 1.6 б). На основі виконаних досліджень, була запропонована формула для 
визначення несучої здатності гвинтових паль при дії навантажень, що вдавлюють, 
для ідеально зв'язних ґрунтів (φ=0) за схемою «ґрунтового циліндра», яка 
записується в наступному вигляді: 
                 ���� = ����lt ∙A+cu ∙(�� − 1) ∙ ������ + ���� · ���� · �� · ��,                       (1.4) 
 де �������� – граничне опору ґрунту в основі нижньої лопаті, кПа; А - проекція 
площі лопаті, м2; сu – недренована міцність глинистого ґрунту, КПа; n – число 
лопатей; s – відстань між сусідніми лопатями, м; d – діаметр стовбура палі, м; Hf - 
довжина стовбура палі від верхньої лопаті до поверхні землі, м. Перший доданок 
формули відображає несучу здатність нижньої лопаті, другий доданок - несучу 
здатність «ґрунтового циліндра», а третє - несучу здатність ґрунту вздовж стовбура 
палі. Для зв’язних глинистих ґрунтів, що володіють внутрішнім тертям і питомим 
зчепленням, граничний опір нижньої лопаті �������� може бути визначено відповідно до 
відомої формули: 
  �������� =0,6∙Nγ∙D∙γ+N I∙
q∙γ H+1,3∙Nc∙c        (1,5)                    
де  Nγ, N
 
q, Nc – безрозмірні коефіцієнти несучої здатності ґрунту під нижньою 
лопаттю палі, які приймають в залежності від кута внутрішнього тертя І ґрунту; 
γ1,γ2 - питома вага ґрунту нижче нижньої лопаті гвинтової палі, кН/м3; cI– 
питоме зчеплення ґрунту шару, кПа. 
22 
 
 
Мал. 1.6 – Розрахункові схеми для визначення несучої здатності 
багатолопатевих гвинтових паль. 
 Граничний опір ґрунту по бічній поверхні «ґрунтового циліндра» може бути 
визначений за умовою міцності Мора-Кулона: 
                                          τ=σ∙tgφI+cI                             (1.6) 
де σ=K0∙σzq – горизонтальна складова напруги від власної ваги ґрунту, кПа; K0 – 
коефіцієнт бічного тиску ґрунту. При збільшенні відстані між лопатями змінюється 
характер роботи гвинтової палі, оскільки лопаті починають працювати незалежно 
одна від одної.  
Несуча здатність гвинтової багатолопатевої палі може бути визначена як сума 
несучої здатності по ґрунту кожної лопаті окремо (мал. 1.6 в). Оцінка несучої 
здатності за даним методом проводиться за формулою [46]: 
                                        ���� = ∑ �������� ∙ �� + �� · �� · �� · ��,                        (1.7) 
 де �������� , A, �� позначення, що і в формулах (1.4) та (1.6) 
 H – глибина занурення гвинтової палі.  
Необхідно відзначити, що граничне опору (тиску) ґрунту в основі лопатей �������� 
може бути визначено за іншими відомими рішеннями теорії граничної рівноваги 
ґрунтів, наприклад, за розрахунковими схемами В.Г. Березанцева, Мейергофа (G.G. 
Meyerhof), Весича (A.S. Vesic) та інших. В результаті проведених статичних 
випробувань натурних багатолопатевих гвинтових паль (анкерів), занурених у ґрунт 
на глибину від 5 до 7 м, було встановлено, що при вдавлюючих навантаженнях в 
незв'язних ґрунтах при зниженні параметра L/D від 3 до 1,5 відбувається підвищення 
23 
 
несучої здатності гвинтових паль приблизно на 20%. У слабких зв’язних глинистих 
ґрунтах, навпаки, відзначено деяке зниження несучої здатності паль (до 17%). 
Зменшення несучої здатності багатолопатевих паль можна пояснити проявом 
негативного впливу близького розташування лопат на міцність слабких зв’язних 
глинистих ґрунтів. Іншою групою методів, що дозволяють визначити несучу 
здатність гвинтових паль є залежності, що зв'язують величину моменту, що крутить, 
необхідного для загвинчування палі з її несучою здатністю по ґрунту. Величина 
крутного моменту Мкр при вкручуванні палі може бути використана для оцінки її 
несучої здатності по ґрунту, так як між цими величинами існує кореляційна 
залежність, відзначена багатьма дослідниками [22, 27,]. Найбільшу популярність для 
оцінки несучої здатності гвинтових паль набуло співвідношення:  
                                               Fd = Kt·Mкр ,                               (1.8) 
де Fd - несуча здатність палі по ґрунту, кН; Мкр - крутний момент, виміряний на 
проектній відмітці нижньої лопаті при вкручуванні, кН·м; Kt – коефіцієнт 
пропорційності, який залежить від діаметра стовбура палі. Співвідношення (1.8) 
було встановлено на основі проведення численних статичних випробувань 
гвинтових паль на дослідних майданчиках, складених різними ґрунтами. Згідно 
моделі, величина несучої здатності гвинтової палі прямо пропорційна величині 
крутного моменту, що відбувається при вкручуванні палі.  
В моделі прийнято, що коефіцієнт пропорційності залежить від діаметра 
стовбура палі і не залежить від фізико-механічних властивостей ґрунту основи. 
Автори роботи [96] наводять такі значення коефіцієнтів: 
 Kt = 33 м-1 – для паль, діаметром ствола менше 89 мм 
 Kt = 23 м-1 – для паль, діаметром ствола 89 мм 
 Kt = 9,8 м-1 – для паль, діаметром 219 мм. 
Основною перевагою розрахунку несучої здатності за величиною крутного 
моменту є оперативність і висока достовірність отриманих результатів. 
Встановивши значення коефіцієнта для конструкції гвинтової палі Кt і виконавши 
вимір крутного моменту М, за формулою (1.8) знаходиться величина несучої 
здатності. Розрахунок гвинтових паль за деформаціями у вітчизняній літературі 
зводиться до обмеження розрахункової величини стискаючого навантаження, що діє 
на палю від споруди. Згідно [15, 56] умова записується в наступному вигляді: 
                                                        ���� d,���� ≤ �� ∙ ����,����,                                 (1.9) 
де  ���� d,���� – розрахункове стискальне або висмикувальне навантаження, якt 
передається на палю від споруди, кН; r- безрозмірний коефіцієнт, що залежить від 
відношення гранично допускається переміщення гвинтової палі su, м, до діаметра 
лопаті палі D, м, і визначається за графіком на мал. 1.7 [19]; 
24 
 
������,���� – несуча здатність гвинтової палі при дії стискаючого або висмикувального 
навантаження.  
 
Мал. 1.7 – Залежність коефіцієнта r від відношення гранично допустимого 
переміщення гвинтової палі su до діаметра лопаті палі D. 
Проте методи розрахунку осідання одиночних гвинтових паль відсутні у 
вітчизняній нормативній літературі.  
1.4. Аналіз тривалості експлуатації металевих пальових конструкцій. 
Завдання, пов'язані з оцінкою довговічності гвинтових паль, що 
застосовуються як фундаменти будівель і споруд з невеликими навантаженнями на 
основу, є особливо актуальними. Це пов’язане з малим діаметром стовбурів і 
незначними товщинами елементів. Найчастіше, конструкції паль виконуються 
зварними, із звичайної маловуглецевої сталі. Збільшення товщини елементів 
збільшує довговічність з одночасним зниженням їх економічної ефективності. У 
цьому зв'язку має проводитися оцінка довговічності гвинтових паль для необхідного 
терміну служби. Для капітальних будівель термін служби повинен становити не 
менше 50 років, для тимчасових не менше 10 років. Якщо для застосування в 
електромережному будівництві найчастіше використовуються литі наконечники та 
стовбури, виготовлені з труб великого діаметру, виконаних з низьколегованої сталі, 
з товщиною стінки не менше 8 мм. (Довговічність цих конструкцій значно 
підвищується). В даному параграфі виконано огляд, який містить інформацію про 
фактори, що впливають на швидкість корозії, розглянуто механізм протікання 
корозії в ґрунтовому середовищі, а також виконано порівняння різних захисних 
покриттів. Також наведено дані швидкостей корозії та розрахункові формули для 
25 
 
оцінки довговічності гвинтових паль. Підземна корозія сталі має переважно 
електрохімічний характер, продукти корозії зазвичай залишаються у контакті з 
металом. Для протікання процесу електрохімічної корозії необхідні такі умови: а) 
Наявність областей із різним електричним потенціалом (анод та катод); б) Анод і 
катод повинні бути електрично з'єднані, тобто. занурені в середу, яка проводить 
електричний струм (електроліт). Електричний потенціал може бути викликаний 
відмінностями в орієнтації зерен у структурі сталі, наявність неметалевих включень, 
дефектів на поверхні металу також створює різницю потенціалів, що запускає процес 
корозії. На аноді відбувається процес окислення, на катоді процес відновлення. 
Електролітом за умов підземної корозії виступає водний розчин, що у ґрунті. Вміст 
розчинних солей та іонів визначає електропровідність, що виражається через 
електричний опір. Від електрохімічного складу водного розчину залежить швидкість 
корозії та склад іржі. Реакція на аноді виражається наступною формулою: 
                                          Fe → Fe2++2е-                          (1.10) 
Катодна реакція в присутності кисню та водних розчинів 
                                   4e-+ 2H2O + O - 
2→4OH                   (1.11) 
Наведемо загальну формулу, що описує процес протікання хімічної реакції 
корозії сталі в присутності іонів водню та води з достатньою кількістю розчиненого 
кисню [62]: 
 4Fe + 3O +
2 + 4H2O + 8H  → 2(Fe2O ·H O) + 2H O + 8H+         
3 2 2 (1.12) 
Іони водню та води зберігаються на обох сторонах хімічної реакції, корозійної 
реакції. Іони ОН- взаємодіють з іонами Fe2+ з утворенням гідрату закису заліза, 
останній окислюється до бурої іржі - Fe2O3·H2O, що має кілька модифікацій, 
найпоширенішою з яких α - гетит. Корозія металів у різних середовищах описана в 
роботах [2, 3, 17, 39], в роботах [35, 67, 68, 79] розглянуті питання як корозії, а й 
захисту від неї. При вивченні корозійного впливу ґрунтового середовища більшість 
авторів приділяли основну увагу найбільш поширеному випадку корозії, яким за 
даними, опублікованими [79], є загальна (суцільна) корозія, що передбачає досить 
рівномірне руйнування або розчинення поверхні металевих конструкцій в 
агресивному середовищі. Тому переважна більшість робіт і вітчизняних, і 
зарубіжних дослідників, таких як Гутман Е.М., Долинський В.М., Овчинніков І.Г., 
Шрайєр Л.Л, Romanoff M., King R. та інших, присвячено дослідженню загального 
впливу корозії на довговічність різних конструкцій [16, 17, 19, 20, 35, 67, 68, 79]. 
Довідкові дані про вплив агресивних середовищ на метали поки що є середні 
значення швидкості корозії [26, 77]. Тому в нормативних методах розрахунку 
корозійне зношування зазвичай пропонується враховувати збільшенням товщини 
конструкцій на величину, рівну добутку середньої швидкості корозії на термін 
26 
 
служби конструкції [39, 84, 93, 94]. Більшість інформації про підземну корозію 
представляють довгострокові випробування, проведені Національним Бюро 
стандартів у період 1910 і 1955. За цей час було випробувано понад 300 зразків 
маловуглецевих та низьколегованих сталей на 54 майданчиках у 15 типах ґрунтів, 
найбільш характерних для США.  
Встановлено, що швидкість корозії є функцією питомого опору ґрунту. При 
низьких значеннях опору ґрунту (висока електрична провідність) відзначалася 
висока швидкість корозії. Для зразків, вміщених у торф, спостерігалися найбільші 
швидкості корозії. За категорією корозійної активності мулисті ґрунти відносяться 
до агресивного середовища. У піщаних і великоуламкових ґрунтах швидкість корозії 
значно нижча, за ступенем корозійної активності відносяться слабоагресивним та 
неагресивним середовищам. У зв’язних глинистих ґрунтах відсутня загальна 
тенденція. Загалом, у зв’язних глинистих ґрунтах з високою вологістю, що має 
достатній запас розчиненого кисню, значним вмістом солей та високою кислотністю 
мають найменший опір та є найбільш агресивними. Марченко О.Ф. [35] на прикладі 
дослідження корозійної активності трубопровідної сталі також зазначає, що 
механізмом корозійного процесу є наявність кисню та води. Наявності цих двох 
компонентів цілком достатньо для здійснення корозійного процесу. І механізм 
корозії металів полягає не так у роботі мікро- і макропір, а в адсорбційних процесах. 
Стверджується, що рушійною силою корозійного процесу є енергія. Тому швидкість 
корозії металів з підвищенням температури зазвичай збільшується, а при зниженні - 
зменшується; температура також одна із основних чинників, визначальним у 
кожному даному випадку швидкість корозійного процесу. В результаті 
довгострокових випробувань встановлено зниження швидкості корозії з часом. Це з 
появою захисного шару, що з продуктів корозії, що залишилися на місці свого 
утворення. Цей шар є свого роду «бар'єром», що уповільнює процеси окислення 
металу. Багатьма дослідниками зазначено [13, 35], що у водо насичених зв’язних 
глинистих ґрунтах інтенсивність корозії сталевих конструкцій менша, ніж у ґрунтах 
природної вологості. У ґрунтах порушеного складання швидкість більша в 
порівнянні з ґрунтами непорушеної структури, де через дефіцит кисню (особливо в 
твердих  зв’язних глинистих ґрунтах) процеси корозії уповільнюються. Найбільша 
інтенсивність корозії сталі відзначається в зоні поперемінного змочування та 
висихання, за рахунок утворення тонкої плівки води за умов вільного доступу до 
поверхні металу кисню з атмосфери. Швидкість корозії в умовах збільшується в 2-3 
рази [79]. Глотов Н.М., Луга А.А. [13] наводять такі значення інтенсивності корозії 
сталевих конструкцій, представлені у таблиці 1.2:  
 
27 
 
Таблиця 1.2 – Дані про швидкість корозії сталевих конструкцій 
Вигляд ґрунту Швидкість корозії, мм/рік 
Пісок з мулом, 0.0031 - 0.049 
з гравієм 0.0141 - 0.0315 
Глина 0.0318 - 0.0409 
с включеннями щебня і гравію 0.0125 - 0.0422 
В даний час працями вітчизняних та зарубіжних учених накопичено великий 
теоретичний та експериментальний матеріал з питань швидкості корозії металевих 
конструкцій у ґрунтовому середовищі. Результати досліджень відображені у 
стандартах та нормативних документах багатьох зарубіжних країн [78, 80]. 
Найбільш повна класифікація з оцінки ступеня агресивності ґрунтів по відношенню 
до металевих конструкцій приведена в вітчизняній нормативній літературі. 
Найбільший ступінь агресивності ґрунтів спостерігається в середовищі з високим 
вмістом вологи, значним сумарним вмістом сульфатів і хлоридів, високою 
кислотністю (низьким значенням pH), а також позитивною температурою ґрунту. 
Загалом можна зробити висновок, що корозійна активність ґрунтового середовища є 
функцією вмісту вологи, розчинених солей, доступу кисню, кислотності, 
температури, питомого електричного опору.  
У табл. 4.1. Єврокода Частина 5 1997р швидкість корозії в залежності від типу ґрунту 
становить 0.012-0.050 мм на рік. Найменші значення відносяться до піщаних і 
великоуламкових ґрунтів, найбільші для торфу, золи, шлаків. Відповідно до 
класифікації нормґрунтове середовище по відношенню до сталі є агресивним, якщо 
питоме значення електричного опору ґрунту менше 2000 Ом·см. Відповідно до 
американських норм [78] виключаються випадки застосування гвинтових паль без 
спеціальних заходів щодо захисту від корозії в агресивних ґрунтах. Ґрунт є 
агресивним до сталі при питомому електричному опорі ґрунту менше 1000 Ом·см, 
рН менше 5,5, високим вмістом органічних речовин, процентний вміст сульфатів та 
хлоридів більше 0.1%. Проектування гвинтових паль в агресивних ґрунтах не 
допускається без застосування додаткових заходів щодо захисту від корозії 
(катодний захист). У всіх інших випадках швидкість корозії гвинтової палі становить 
0.012 мм на рік. На основі узагальнення результатів досліджень, проведених 
Національним бюро стандартів, наводить такі значення швидкості корозії 
маловуглецевої сталі залежно від питомого електричного опору (таблиця 1.3).  
 
 
28 
 
Таблиця 1.3 – Дані швидкості корозії маловуглецевої сталі залежно від питомого 
електричного опору 
Значення опору ґрунту Швидкість, мм/рік 
Високе (<2,000 -cm) 0.071 
Помірне (2,000-30,000 -cm) 0.033 
Слабке (>30,000 -cm) 0.008 
Як відомо, вітчизняними нормами передбачено обов'язкове виконання 
антикорозійного захисту металоконструкцій залежно від ступеня експлуатації 
конструкцій в залежності від ступеня експлуатації. Для підвищення довговічності 
гвинтових паль широко застосовується метод гарячого оцинкування паль. Товщина 
покриття гвинтових паль, як правило, становить від 40 до 100 мкм [41, 43]. За 
результатами великомасштабних досліджень щодо оцінки швидкості корозії 
незахищеної та оцинкованої сталі проведених на 20 майданчиках по всій території 
США встановлено, що застосування технології гарячого оцинкування підвищує 
довговічність металевих зразків від 50 до 98 відсотків. Для гвинтових паль 
оцинкованих «гарячим» способом Американським інститутом сталі та сплавів 
спільно з AGA (American Galvanized Association) [82] запропоновано формулу для 
визначення часу «зтлювання» оцинкованого металу 3.0 мм і 40-50 мкм цинкового 
покриття: 
         L= 35,85 (������10�� − ������10(2160 − 2490 ∙ ������ 10(����)))         (1.13) 
де R - опір ґрунту в Ом·cм. На основі цієї залежності побудовано номограми 
для металевих конструкцій з різною товщиною покриття. Швидкість корозії для 
оцинкованої гвинтової палі в ґрунтах, крім агресивних, становить: - 0.015 мм/рік 
протягом перших двох років; – 0.004 мм/рік, надалі. Зниження швидкості корозії 
оцинкованої сталі пов'язане з утворенням карбонату цинку, при взаємодії з 
вуглекислим газом. Карбонат цинку є речовиною молочно-білого кольору, який є 
практично нерозчинним. Продукти корозії цинку перешкоджають протіканню 
електричного струму та значно знижують швидкість протікання корозії. Метод 
гарячого оцинкування забезпечує найкращу стійкість до стирання та пошкодження 
в процесі встановлення паль, особливо це актуально при влаштуванні в піщаних та 
великоуламкових ґрунтах. У процесі реакції розплавленого цинку з металом 
утворюється ряд сплавів. З зовнішнього боку утворюється відносно чистий шар 
цинку, цей шар має невисоку адгезію і може стиратися в процесі установки. Як 
показали дослідження [82], сплави заліза, що залягають (zeta, delta і gamma) мають 
більш високу стійкість до стирання ніж основний метал. Дельта (delta) і гамма 
29 
 
(gamma) шари мають стійкість до корозії і можуть створювати бар'єрний захист. Інші 
методи оцинкування (гальванічний, порошковий) не виробляють ці метали. Через 
високу абразивостійкість, метод гарячого оцинкування є кращим, порівняно з 
іншими методами захисту від корозії. Іншим методом захисту конструкцій від 
корозії є застосування лакофарбових та порошкових покриттів. Порошкові покриття 
починають з'являтися частіше у виробництві гвинтових паль. Полімерне порошкове 
покриття спочатку напилюють на виріб, а потім при температурі 150-250°С піддають 
оплавленню, у результаті чого утворюється захисна плівка. Порошкове покриття є 
більш зносостійким, ніж звичайне покриття. Основними недоліками даної групи 
покриттів є: високе стирання, втрата адгезії між захисним покриттям і поверхнею 
конструкції, що захищається, а також порушення суцільності покриття в процесі 
установки паль, внаслідок чого відбувається втрата працездатності покриття. Аналіз 
експериментальних даних і досліджень по роботі захисних покриттів [39] показує, 
що корозійні процеси під шаром покриття не тільки не відсутні, але, навпаки, 
відбуваються зі швидкістю, що зростає в часі, що пов'язано з підвищенням 
проникності антикорозійного матеріалу через його деструкції.  
1.5. Технології встановлення гвинтових паль для швидкозведених 
фундаментів. 
 Занурення паль у ґрунт здійснюється будівельними машинами із 
встановленим спеціальним обладнанням (мал. 1.8 та 1.9) [41, 43, 44].  
 
Мал. 1.8 – Машини для влаштування гвинтових паль на базі гідравлічних 
екскаваторів різної потужності (гідрообертач на шарнірно зчленованій стрілі). 
 
Мал. 1.9 Машини для влаштування гвинтових паль на базуванні крану-маніпулятора 
(гідрообертач закріплений на телескопічній стрілі). 
 
30 
 
Механізми загвинчування являють собою серійно випускаємі навісні 
гідрообертачі різної потужності, які складаються з гідромотора та планетарного 
редуктора з великим передатним ставленням, а також комплектуються спеціальними 
механізмами, що дозволяють встановлювати їх на базові машини різних типів [28]. 
Гідравлічні обертачі можуть бути змонтовані як на телескопічній стрілі, так і на 
зчленованій стрілі. Як правило, машини з телескопічною стрілою (крани-
маніпулятори) характеризуються вищою точністю установки гвинтових паль, 
великою робочою зоною стріли. Однак, на машини з шарнірно-зчленованою стрілою 
(як правило, екскаватори) можна встановлювати потужніші гідрообертачі, так як такі 
машини характеризуються великим значенням максимального гідропотоку, а також 
самою конструкцією зчленованої стріли, яка ефективніше працює на скручування, 
що виникає при вкручуванні паль, порівняно з телескопічною стрілою. Також, 
машини, що мають гідрообертач на шарнірно-зчленованій стрілі, здатні виконувати 
роботи в обмежених умовах. Наприклад, відомі практичні способи посилення 
фундаментів у підвалі існуючих будівель шляхом вкручування паль установками на 
базі міні навантажувачів [43, 44]. Все це обумовлює найбільше поширення даного 
типу машин (як правило, екскаваторів), оснащених гідравлічним навісним 
обладнанням за кордоном, це пов'язано з тим, що гвинтові палі широко 
застосовуються в різних областях будівництва. 
Досвід застосування машин, що здійснюють занурення гвинтових паль, в 
нашій країні, пов'язаний з пристроєм паль великого діаметра як опори ЛЕП, а також 
в інженерних військах. Починаючи з 60-х років ХХ століття розроблялися машини, 
що дозволяють вкручувати палі великого діаметра з лопатями діаметром до 1,2 м 
[10, 28]. Для можливості занурення гвинтових паль великого діаметру необхідно 
забезпечити високий момент, що крутить, тому існуючі вітчизняні машини та 
обладнання характеризуються великими габаритами і масою [1, 11, 36]. В даний час 
більшість машин не випускаються, оскільки різко скоротився обсяг застосування 
гвинтових паль великого діаметра. 
Найбільш досконалою сьогодні доводиться вважати універсальну бурильну 
машину УБМ-85 Алапаєвського заводу ВАТ «Стройдормаш», призначену як для 
буріння свердловин, так і для занурення гвинтових анкерів і паль (мал. 1.10) [1]. 
Машина УБМ-85 створена на базі гідравлічного кран-маніпулятора в базовій 
комплектації змонтованого на шасі бортового автомобіля Урал 4320 (6x6).  
Основною перевагою даної машини є наявність телескопічної чотирисекційної 
стріли з робочим вильотом в межах від 1,8 до 12 м, що шарнірно закріплена на 
опорно-поворотній платформі, що дає можливість занурювати кілька паль із однієї 
стоянки. Навісний механізм, призначений для загвинчування, закріплений на 
31 
 
останньому вильоті телескопічної стріли і є редуктором з великим передатним 
ставленням, що забезпечує при зануренні паль максимальний крутний момент 85 
кН∙м. Номінальна швидкість обертання редуктора становить 10 об/хв, маса 
механізму 1500 кг [1, 33, 57]. Незважаючи на високу продуктивність і можливість 
встановлювати палі на різному вильоті, використання цієї техніки з метою пристрою 
паль під проектовані малонавантажені швидкобудуємі будівлі є економічно 
неефективно, через високу вартість процесу загвинчування. Пономаренко Ю.Є. та 
ін. пропонує [53], що застосування гвинтових паль як фундаментів 
малонавантажених будівель стало можливим, багато в чому, за рахунок появи на 
будівельному ринку закордонного обладнання. Найбільшого поширення для 
влаштування гвинтових паль в якості фундаментів тимчасових будівель, що швидко 
будуються, отримали крани - маніпулятори, забезпечені навісним гідрообертачем, 
закріпленим на телескопічній стрілі (мал. 1.11). Вартість пристрою із застосуванням 
даної установки значно нижча, порівняно з використанням машин, що 
застосовуються для влаштування паль великого діаметра. 
  
Мал. 1.10 – Універсальна бурильна Мал. 1.11 – Загальний вид загвинчування 
машина УБМ-85, забезпечена палі за допомогою навісного 
гідравлічним краном-маніпулятором із гідрообертача, влаштованого на 
закріпленим редуктором. телескопічній стрілі установки Isuzu 
Forward. 
 Роботи з влаштування паль за допомогою будівельних машин включають 
наступні етапи:  визначення мінімальної кількості стоянок і розміщення машини, 
забезпечення її стійкості;  фіксація палі через перехідник на редукторі;  
встановлення палі за допомогою стріли на місці встановлення;  вгвинчування палі 
на проектну глибину. Гвинтові палі мають монтажні отвори заводського 
виготовлення, за допомогою яких здійснюється процес встановлення. З'єднання між 
механізмом обертання і гвинтовою палею забезпечується за допомогою 
«перехідника», виконаного з масивної сталевої виливки що складається з відповідної 
частини, як правило, квадратного або круглого перерізу, що закріплюється на 
редукторі, а друга частина, виконана діаметром, меншим діаметра палі (мал. 1.12). 
Існують різні конструкторські рішення вузлів з'єднання гвинтових паль та несучих 
конструкцій. Гвинтові палі можуть бути об'єднані монолітним залізобетонним 
32 
 
ростверком, для чого до паль приварюються арматурні стрижні (мал. 1.13). 
Перевагою цього рішення є забезпечення захисту у зоні «ґрунт-повітря», де, 
зазвичай, спостерігається найбільша швидкість протікання корозійних процесів. У 
разі металевого каркаса, установка колон можлива безпосередньо на палю, що має 
металеву пластину («оголовок») через болтове з'єднання, якщо в якості несучих 
конструкцій передбачені стінові панелі, то гвинтові палі об'єднуються металевим 
ростверком.  
 
Мал. 1.12 – а) - загальний вигляд пристрою для передачі крутного моменту до палі; 
б) – перехідник для передачі крутного моменту від гідрообертача до гвинтової палі. 
 
 
Мал. 1.13 – Загальний вигляд гвинтової палі з арматурними стрижнями монолітного 
ростверку. 
 а) – загальний вигляд гвинтової палі з арматурними стрижнями; б) – з'єднання 
гвинтових паль через випуски арматури з робочою арматурою монолітного 
ростверку. 
В якості ростверка застосовуються балки зі швелера або двотавру (мал. 1.14).  
 
У стиснених умовах виконання будівельних робіт, гвинтові палі можуть бути 
вкручені за допомогою редуктора, встановленого вручну на палю, як показано на 
33 
 
мал. 1.15. Установка складається з двигуна, маслонасоса, редуктора з високим 
передатним ставленням. Високий момент, що крутить, створюваний гідрообертачем, 
вимагає пристрою завзятих балок, що сприймають реакцію, що виникає при дії 
моменту, що робить дане обладнання малопридатним для загвинчування паль для 
об'єктів «нового» будівництва. На думку, найбільш раціональне застосування цього 
методу пов'язано з вирішенням завдань, щодо посилення існуючого фундаменту, т.к. 
є можливість виконувати роботи в безпосередній близькості від існуючого 
фундаменту, а в якості упору використовується нерухомі несучі стіни або колони 
будівлі.  
 
 
Мал. 1.14 - Гвинтові палі, об'єднані Мал. 1.15 – Використання гвинтових 
металевим ростверком під будівлю паль для посилення фундаментів.  
складу.  
Гвинтові палі повинні бути встановлені з високим значенням моменту та з 
невеликою швидкістю обертання (10-30 об/хв.). Багатьма дослідниками встановлено 
[21, 22, 27, 28], що для забезпечення процесу занурення палі з мінімальним 
порушенням структури ґрунту необхідно виконання наступних умов:  
переміщення палі в ґрунті за один оборот має відповідати геометричному кроку 
гвинтової лопаті, інакше спостерігається ефект «буксування» гвинтової палі;  
відсутність процесів «вкручування-викручування», що часто спостерігається, коли 
обладнання не розвиває необхідний для занурення момент, що крутить. В процесі 
загвинчування гвинтового штампу необхідно забезпечити синхронність його 
обертання із зануренням, також зазначається, що глибина занурення за один оборот 
повинна відповідати кроку гвинтової лопаті. У зарубіжних рекомендаціях [41, 43, 
80], за кожен оберт паля повинна зануритися в ґрунт на глибину, що становить не 
менше 80 відсотків від кроку гвинтової лопаті. В іншому випадку, момент, що 
крутить, значно знижується і кореляція між крутним моментом і несучою здатністю 
не виконується, також виникає порушення структури ґрунту гвинтовою лопаттю, що 
призводить до зниження несучої здатності гвинтової палі. Багатьма вітчизняними та 
зарубіжними дослідниками зазначено [25, 28, 63], що для виключення ефекту 
34 
 
«буксування» необхідно прикладати осьову вдавлюючу силу, що розвивається 
машиною. Забезпечення синхронного занурення залежить від вибору кроку 
гвинтової лопаті паль, а також машин та обладнання, що забезпечують 
загвинчування їх у ґрунт, і створюючий необхідний момент, що крутить. 
Дослідниками зазначено [13, 15, 18, 22], що чим менше крок гвинтової лопаті, тим 
плавніше паля впроваджується, особливо в щільні ґрунти, проте для паль, що 
занурюються в ґрунт з включеннями, крок лопаті повинен перевищувати найбільші 
розміри включень. Зі збільшенням кроку лопаті відбувається підвищення опору при 
загвинчуванні паль, а отже і потужності занурювального обладнання. Дані 
положення знайшли відображення у вимогах до конструкцій гвинтових штампів. 
Для гвинтових штампів, нижче забою свердловини – 50 мм, без попереднього 
буріння (штамп, що самовкручується) – 80 мм. Для дотримання умови синхронного 
занурення при вкручуванні паль у зв’язних глинистих ґрунтах твердої консистенції, 
а також у щільних пісках, попередньо влаштовують лідерні свердловини, діаметром, 
що не перевищує діаметр стовбура гвинтової палі, для зменшення енергоємності 
процесу занурення паль.  
Висновки до розділу 1.  
1. В даний час існує велика кількість конструктивних рішень гвинтових паль, проте 
дані конструкції розроблялися для сприйняття великих навантажень, що вдавлюють 
і висмикують. Розвиток ринку швидкомонтованих тимчасових будівель вимагає 
створення ефективних конструкцій гвинтових паль. Для вдосконалення 
конструктивних рішень фундаментів тимчасових будівель, що швидко зводяться, в  
зв’язних глинистих ґрунтах застосовують, як правило, гвинтові металеві палі 
довжиною до 3 м і діаметром лопатей до 0,4 м. У зв’язних глинистих ґрунтах 
ефективність гвинтових паль зростає, якщо в їх конструктивному рішенні 
використовуються не одна, а дві лопаті (гвинтові дволопатеві палі). Таке рішення 
дозволяє досягти необхідної несучої здатності, зменшивши їх матеріаломісткість.  
2. Більшість досліджень присвячена вивченню роботи гвинтових паль з однією 
лопаттю, меншу частку становлять експериментальні і теоретичні роботи, 
присвячені вивченню взаємодії гвинтових паль з кількома лопатями (зокрема з двома 
лопатями  паль) з ґрунтом. Однак, немає єдиної думки з питання визначення 
кінцевого осідання гвинтових з двома лопатями  паль. Потрібно проведення 
додаткових досліджень характеру роботи гвинтових з двома лопатями  паль.  
3. Виконаний у цьому розділі огляд та аналіз теоретичних та експериментальних 
досліджень свідчить про актуальність обраного напряму науково-практичних робіт 
для фундаментів тимчасових будівель, що швидко будуються. 
  
35 
 
РОЗДІЛ 2. АНАЛІЗ ДОСЛІДЖЕННЯ ФУНКЦІОНУВАННЯ МЕТАЛЕВИХ 
ПАЛЬ ПРИ ЇХ ВЗАЄМОДІЇ ЗІ ЗВ’ЯЗНИМИ ҐРУНТАМИ 
  
2.1. Огляд конструктивно-технологічних рішень гвинтових паль, застосованих 
у дослідженнях. 
 
На основі виконаного огляду, викладеного в розділі 1, встановлено, що 
незважаючи на значний частка у дослідження роботи гвинтових паль вітчизняних 
учених та закордонних, розробка конструкції гвинтових паль для фундаментів 
тимчасових будівель, що швидко зводяться, є актуальною. Частіше застосовують 
металеві гвинтові палі з однією лопаттю. Палі можуть виготовлятись порожнистими, 
зі скошеним нижнім кінцем, складатися з окремих стандартних секцій. 
Застосовуються також багатолопатеві палі з постійним кроком лопатей. Лопаті 
можуть бути одного діаметра або поступово зменшуватися до низу стовбура паль, в 
останньому випадку їх частіше використовують як анкери. Враховуючи велику 
різноманітність конструктивних рішень, питання про підвищення ефективності 
конструкцій гвинтових паль є актуальним. Одним із шляхів вирішення задачі про 
підвищення ефективності гвинтової палі є введення в її конструктивне вирішення 
другої лопаті. Таке рішення дозволяє досягти необхідної несучої здатності гвинтової 
палі без різкого збільшення її геометричних розмірів порівняно зі палею, що має 
одну лопать [29, 48]. Так були експериментальні дослідження в полігонних та 
лабораторних умовах роботи з двома лопатями  гвинтових паль різної конструкції. 
Експерименти в лабораторних умовах проводилися для трьох видів (варіантів) 
конструктивних рішень гвинтових з двома лопатями  паль, які застосовуються при 
будівництві будівель, споруд [23, 41, 44, 56, 61, 80] (мал. 2.1). Усі моделі палі мали 
однакові геометричні параметри (діаметр стовбура і лопатей, довжина моделей паль, 
відстань між лопатями). Гвинтова лопать паль являла собою один повний виток 
постійної ширини. Така конструкція лопатей була по зрівнянню з іншими 
рішеннями, оскільки при масовому виготовленні значно спрощується технологія 
виконання робіт.  
36 
 
 
Мал. 2.1 – Моделі гвинтових з двома лопатями  паль для лабораторних 
експериментальних досліджень. 
 Моделі з двома лопатями  гвинтових паль були виготовлені з вуглецевої сталі 
С245 і мали такі геометричні параметри: довжина палі 0,7 м, діаметр стовбура та 
лопатей 0,057 м і 0,15 м. Відстань між лопатями було прийнято 0,3 м, що дорівнює 
двом діаметрам лопаті палі. Дана відстань (300 мм) виконана кратна кроку гвинтової 
лопаті (60 мм), з тим, щоб подальша лопать загвинчувалась по шляху, пройденому 
нижньою лопатттю, тим самим не порушуючи структуру ґрунту. Для всіх паль крок 
гвинтової лопаті прийнятий рівним 60 мм. Кути при вершині конуса для варіанту 1 і 
варіанту 3 становили 30° і 60° відповідно. Для проведення натурних випробувань 
були виготовлені гвинтові дволопатеві та однолопатеві палі довжиною 2,0 м, 
діаметром стовбура 108 мм (мал. 2.2). Товщина несучих лопатей відповідно до [80] 
повинна забезпечувати відповідну жорсткість при влаштуванні та роботі гвинтових 
паль, і призначалася з умови виникнення малих прогинів у разі вільно опертої тонкої 
пластини h/r ≥ 0,025, де r – радіус лопаті палі [24].  
37 
 
 
Мал. 2.2 – Конструкції гвинтових паль 
Таким чином, вищевикладене дає загальне уявлення про конструктивні 
рішення гвинтових паль (з однією і двома лопатями), що використовуються для 
проведення лабораторних та натурних (полігонних) експериментальних досліджень 
у  зв’язних глинистих ґрунтах.  
2.2. Аналіз лабораторного дослідження несучої здатності гвинтових паль 
у зв’язних ґрунтах.  
2.2.1. Методика проведення лабораторних експериментальних досліджень  
У лабораторних умовах оцінювався вплив конструктивного рішення нижньої 
частини дволопатевої палі (ділянка примикання нижньої лопаті до гострого стовбура 
палі) на її несучу здатність у глинистому ґрунті (мал. 2.3): 1 - гвинтова дволопатева 
паля з нижньою лопаттю на конічній частині стовбура (варіант 1); 2 - гвинтова 
дволопатева паля з нижньою лопаттю на циліндричній частині стовбура без конуса 
(варіант 2); 3 – гвинтова дволопатева паля з нижньою лопаттю на циліндричній 
частині стовбура з конусом (варіант 3).  
 
Мал. 2.3 – Загальний вид фрагментів нижньої частини гвинтових паль 
Лабораторні експериментальні дослідження проводилися на штучно 
приготованому глинистому ґрунті – глині текучепластичної та напівтвердої 
38 
 
консистенції. Глинистий ґрунт, відібраний з котловану, висушували до повітряно-
сухого стану, потім подрібнювали в кульовому млині до порошкоподібного стану. 
Виходячи з консистенції ґрунту, що задається, розраховували відповідні значення 
його вологості. 
 Фізико-механічні характеристики глинистого ґрунту наведені в таблиці 2.1.  
 
Таблиця 2.1 - Фізико-механічні характеристики глинистого ґрунту 
Фізико-механічні характеристики глинистого ґрунту 
Грунт 
Ps, ρ, 
W е WL WP IL ,0 с, кПа 
г/см3 г/см3 
Глина полутверда 
2,76 0,24 0,41 0,19 
1,88 0,820 0,20 16 22 
Глина текучепластична 
2,76 0,36 1,87 1,01 0,41 0,20 0,76 5 11 
Експериментальні дослідження проводилися в металевому лотку розміром у 
плані 1000х700 мм і висотою 1100мм. Лоток був обладнаний анкерною системою, 
що складається з металевої рами, що сприймає реактивне зусилля у процесі 
проведення статичних випробувань моделей паль. Між домкратом і балкою 
встановлювався зразковий динамометр ДОСМ 3-10У для реєстрації стискаючого 
зусилля (мал. 2.4). Найбільша межа виміру зусилля даним динамометром становить 
10 кН. Динамометр забезпечував похибку виміру з точністю не більше 0,5% від 
значення найбільшої межі виміру. Осідання паль заміряли двома прогиномірами 
ПАО-6 з ціною розподілу 0,01 мм (мал. 2.4). Розміри лотка повинні мінімізувати 
вплив його стінок та дна на процес деформування ґрунту в основі штампу, а тому 
виникла потреба дослідження цього питання. Спочатку оцінювання умови 
достатності розмірів лотка у плані. З цією метою використані результати 
експериментальних досліджень з вивчення деформації ґрунтового масиву навколо 
одиночних паль, що занурюються забиттям. Відповідно до досліджень Бартоломея 
А.А. [7], в  зв’язних глинистих ґрунтах межа деформованої зони в горизонтальному 
напрямку не перевищує 6 діаметрів для одиночних забивних паль, а в площині вістря 
паль утворюються ущільнені зони на глибину 2,5 - 3 діаметри під одиночними 
палями. Перевіримо умову достатності ширини лотка: b/2 > 6d, де b - ширина лотка, 
d - діаметр стовбура гвинтової палі. Отримуємо наступну оцінку: 0,7 м/2 > 6 ∙ 0,057 
м = 0,342 м, умова виконується. 
39 
 
 
Мал. 2.4 – Схема проведення лабораторних експериментальних досліджень роботи 
гвинтових двохлопатевих моделей паль у металевому лотку: 1 – металевий лоток; 2 
– реперна система; 3 – динамометр ДОСМ-3-10у; 4 – прогиноміри конструкції Н.М. 
Максимова (тип 6-ПАТ (ПМ) -0,1); 5 – модель гвинтової палі; 6 – глинистий ґрунт; 
7 -металева упорна рама; 8 – домкрат гідравлічний ДГТЗ, 3тс.  
 Перевіримо умову достатності глибини лотка при вгвинчуванні палі на 
глибину 0,6 м. при висоті лотка 1,1 м і діаметру лапаті палі 0,15 м маємо: 3�� = 3 ∙ 0,15 м 
= 0,450 м < (1,1 - 0,6) м, умова виконується. Дану оцінку слід визнати досить 
задовільною, оскільки при вгвинчуванні палі розміри зон деформацій ґрунту значно 
менші, ніж при вдавлюванні або забиванні. Отже, розміри лотка достатні для 
коректного проведення випробувань моделей гвинтових паль заданих розмірів. 
Кожен шар висотою 150 – 200 мм ущільнювався постійним тиском, що дорівнює 
0,015 МПа для створення необхідного значення щільності. Для збільшення 
швидкості консолідації глинистого ґрунту на дно лотка укладали шар піску 
середньої крупності товщиною 150 мм, поверх якого формувалося глинисту основу. 
Навантаження прикладалося до ґрунту через металеву пластину (штамп) розмірами 
980х680х12 (мм), на яку укладався тарирований вантаж. Прийняте значення тиску 
було встановлено при попередніх дослідах, присвячених відпрацюванню та техніці 
випробувань. Значення щільності при пошаровому ущільненні контролювали 
мікропенетрометром МВ-2 [37], який був відградуйований для напівтвердої та 
плинної консистенції глинистої пасти. Відстань між точками пенетрації було 
прийнято 0,15-0,2 м. Моделі гвинтових дволопатевих паль вкручувалися на глибину 
0,6 м вручну (мал. 2.5). При установці контролювалася вертикальність і глибина 
занурення за один оберт, яка повинна бути не меншою за міжвиткову відстань 
лопаті, щоб запобігти буксуванню гвинтової лопаті в ґрунті. Моделі гвинтових 
дволопатевих паль вкручувалися на глибину 0,6 м вручну через динамометричний 
40 
 
пристрій спеціальної конструкції (мал. 2.4), що дозволяє реєструвати момент, що 
крутить [46]. Навантаження до гвинтової палі прикладали ступенями, величиною не 
більше 1/10 від очікуваного граничного навантаження. Кожен ступінь витримували 
до умовної стабілізації деформації ґрунту. За умов умовної стабілізації приймали 
значення осідання палі трохи більше 0,1 мм протягом останніх 2 години 
спостережень. Фіксацію вертикальних переміщень проводили відразу після 
застосування навантаження, потім послідовно знімали чотири звіти через 1 хв., 5 хв., 
10 хв., 15 хв. і далі через кожні 15 хв. після застосування ступеня навантаження. 
Експериментальні дані заносили до журналів випробувань. За приватне значення 
граничного опору палі приймали навантаження, що передувало зриву паль, який 
характеризувався інтенсивним зростанням осідання, що не загасає в часі, при 
прикладанні останнього ступеня. В експериментах виділялися основні зумовлені 
величини: осідання палі S, мм, при заданому ступені навантаження і приватне 
значення граничного опору палі Fu, кН. Мінімальна повторюваність випробувань для 
кожного досвіду – два (якщо відносна різниця у їх результатах не перевищувала 
10%). Якщо різниця в результатах перевищувала 10%, то проводилося три 
випробування. Надалі в оцінці результатів випробувань приймалися їх середні 
значення. Загальний вигляд контрольно-вимірювального обладнання для 
проведення випробувань та загальний вид загвинчування їх у глинистий ґрунт у 
лотку представлені на мал. 2.5 та 2.6.  
 
Мал. 2.5 – Загальний вид загвинчування моделей гвинтових дволопатевих паль у 
глинистий ґрунт порушеної структури (підготовка випробувань гвинтових паль у 
лотку)  
41 
 
 
Мал. 2.6 – Загальний вид контрольно-вимірювального обладнання для проведення 
статичних випробувань моделей гвинтових дволопатевих паль у лабораторних 
умовах. 
Таким чином розглянута вище методика дозволила проаналізувати виконані 
лабораторні експериментальні дослідження несучої здатності гвинтових 
дволопатевих моделей паль у  зв’язних глинистих ґрунтах.  
2.2.2. Результати лабораторних експериментальних досліджень несучої здатності 
гвинтових дволопатевих паль та їх аналіз 
За результатами випробувань були побудовані графіки «осідання-
навантаження» для ґрунтів напівтвердої та текучепластичної консистенції 
відповідно (мал. 2.7). З аналізу графіків випробувань встановлено, що найбільшу 
несучу здатність мають моделі гвинтових дволопатевих паль з нижньою лопаттю, 
розташованою на циліндричній частині стовбура (варіант 3). Така закономірність 
спостерігається як для зв’язних глинистих ґрунтів напівтвердих, так і 
текучепластичних. При цьому виявлено, що здатність моделі гвинтової дволопатевої 
палі, виготовленої за 3 варіантом, приблизно на 10 – 12 % більше в порівнянні з 
моделлю палі, виготовленої за варіантом 1 (мал. 2.1). Зазначене збільшення несучої 
здатності палі за варіантом 3 пов'язано з кращими умовами ущільнення ґрунту в рівні 
нижньої лопаті гвинтової палі при вершині конуса стовбура, що дорівнює 60°. При 
куті конуса в 30° ущільнене ядро не утворюється, внаслідок чого відбувається 
зниження несучої здатності палі, виконаної за варіантом 1. Дослідження свідчать про 
те, що при вдавлюванні конуса з кутом при вершині менше 30% ущільнене ядро 
практично не утворюється, а руйнування основи відбувається внаслідок зсуву 
частинок ґрунту під час продавлювання. Найменше значення несучої здатності у всіх 
дослідах зазначено у моделі гвинтової дволопатевої палі з нижньою лопаттю на 
циліндричній частині стовбура без конуса – стовбур гвинтової палі порожнистий 
(варіант 2). Несуча здатність у глині напівтвердої консистенції приблизно на 15 % 
42 
 
менша порівняно з моделлю, виготовленою за варіантом 3. Найбільше зниження (до 
20 %) відмічено в ґрунті текучепластичної консистенції порівняно з моделлю палі, 
виконаною за варіантом 3.  
 
Мал. 2.7 – Графіки залежності «навантаження - осідання» в глинистому ґрунті 
текучепластичної та напівтвердої консистенції, встановленим за даними 
лабораторних випробувань: 1-гвинтова дволопатева паля з нижньою лопатою на 
конічній частині стовбура (варіант 1); 2- те ж із нижньою лопатею на циліндричній 
частині стовбура без конуса - ствол палі порожнистий (варіант 2); 3 - те ж з нижньою 
лопаттю на циліндричній частині стовбура з конусом (варіант 3). 
Проведені дослідження в лабораторних умовах дозволили виявити ефективне 
конструктивне рішення нижньої частини гвинтової дволопатевої палі (варіант 3 - з 
нижньою лопаттю, розташованій на циліндричній частині стовбура палі з конусом). 
Результати лабораторних досліджень роботи моделей гвинтових дволопатевих паль 
у зв’язних глинистих ґрунтах лягли в основу постановки експериментів у полігонних 
умовах. Спостерігаємому в експерименті явищу різкого зниження несучої здатності 
порожнистих паль (варіант 2) у глинистому ґрунті можна дати таке пояснення. У 
процесі загвинчування порожнистих паль відбувається утворення «ґрунтової 
пробки», обсягу ґрунту, що надійшов усередину порожнини стовбура палі. Виміряна 
43 
 
висота «ґрунтової пробки» до і після загвинчування палі змінилася більш ніж на 7 % 
у ґрунті напівтвердої та на 14 % у текучепластичному ґрунті. Це дозволяє зробити 
висновок про те, що настання граничного стану палі в текучепластичному і 
напівтвердому ґрунті сталося внаслідок видавлювання ґрунту в порожнину палі. 
Готман А. Л. [14] при дослідженні зони ущільнення ґрунтів навколопатевого 
простору зробив висновок, що при зануренні порожнистих круглих паль з відкритим 
нижнім кінцем частина ґрунту потрапляє в порожнину палі, це призводить до 
зниження зони ущільнення порівняно зі палею суцільного перерізу. Проведені 
дослідження в лабораторних умовах дозволили виявити ефективне конструктивне 
рішення нижньої частини гвинтової дволопатевої палі (варіант 3 - з нижньою 
лопаттю, розташованої на циліндричній частині стовбура палі з конусом). 
Результати лабораторних досліджень роботи моделей гвинтових дволопатевих паль 
у зв’язних глинистих ґрунтах лягли в основу постановки експериментів у полігонних 
умовах [49]. 
 
2.3. Дослідження та аналіз полігонних випробувань несучої здатності гвинтових 
паль у зв’язних ґрунтах 
 
2.3.1. Характеристика ґрунтових умов дослідного майданчика 
Експериментальний майданчик для проведення досліджень несучої здатності 
гвинтових дволопатевих паль у полігонних умовах був розташований за 2.2 км від 
сел. Червоне поле, Соснівського району. Казахстану. У геологічній будові 
майданчика, що розглядається, до глибини 10,0 м беруть участь мезозойські 
структурні глинисті ґрунти (елювій), які є продуктом фізико-хімічного вивітрювання 
скельних порід (граніту). Установлений рівень ґрунтових вод у свердловинах 
зафіксовано на глибині 4,0 м. Інженерно-геологічний розріз по свердловинах 
наведено на мал. 2.8.  
44 
 
 
Мал. 2.8 – Інженерно-геологічний розріз 1-1 
На ділянці проведення випробувань гвинтових паль експериментальний 
майданчик мав таку інженерно-геологічну будову: 
1. ґрунтово-рослинний шар потужністю до 0,4 м; 
2. елювіальна глина (eMz) – темно-бурого, сіро-бурого кольору, з бежевими 
включеннями, напівтвердої консистенції, ненабухаюча, непросадочна. Потужність 
шару становить більше 10,0 м. В якості ґрунту основи для проведення натурних 
випробувань гвинтових паль був прийнятий глинистий ґрунт (ІГЕ - 2) напівтвердої 
консистенції, що залягає від рівня природного рельєфу до глибини 10 м, і має 
коефіцієнт водонасичення (ступінь вологості) Sr >0,8. Таке рішення було прийнято з 
таких міркувань: - по-перше, при ступені вологості Sr>0,8 глинистий ґрунт 
знаходиться в стані, близькому до повного водонасичення; ґрунт у такому стані має 
підвищену стисливість і меншу міцність [72]; - по-друге, у процесі експлуатації 
будівель та споруд ґрунти основ можуть бути додатково зволожені, призведе до 
погіршення їх властивостей. Фізико-механічні характеристики глинистого ґрунту 
(нормативні значення) наведено у таблиці 2.2.  
Характерною особливістю  зв’язних глинистих ґрунтів є те, що навіть у стані, 
близькому до повного водонасичення, глинисті ґрунти в більшості випадків мають 
тверду консистенцію. Дане положення підтверджується проведеними 
дослідженнями, в ході яких встановлено, що пластичний стан для цих ґрунтів, навіть 
за повного водонасичення не характерний [72]. Ця особливість викликана наявністю 
залишкових зв'язків (спаяності) від материнської породи, які утворюють жорсткий 
скелет. Наявністю структурних зв'язків обумовлені високі значення пористості цих 
ґрунтів. Вологість таких ґрунтів визначається вмістом защемленої води, що 
45 
 
знаходиться в порах, а не плівковою водою, що оточують мінеральні частинки і 
надає ґрунту пластичного стану. Аналіз паспортів лабораторних і полігонних 
випробувань виконаних для найбільш характерних для Уралу  зв’язних глинистих 
ґрунтів твердої консистенції, що перебувають у стані повного водонасичення, 
показав, що значення розрахункових характеристик міцності та стисливості близькі 
за значеннями з характеристиками водонасичених  зв’язних глинистих ґрунтів у 
пластичному стані [72]. 
Таблиця 2.2 - Фізико-механічні характеристики ґрунтів (за даними ТОВ «МГСП» 
[60]) 
ІГЕ-2 
№ ІГЕ Глина 
елювіальна, 
напівтверда 
Щільність ґрунту ρ, г/см3 1,94 
Щільність частинок ґрунту ρS, г/см3 2,73 
Щільність сухого ґрунту ρd, г/см3 1,58 
Природня вологість w, д.ед. 0,23 
Число пластичності Iр, д.ед. 0,26 
Показник текучості розрахунковим способом Il 0,12 
Коефіцієнт пористості e, д.ед. 0,731 
Коефіцієнт водонасичення Sr, д.ед. 0,871 
Кут внутрішнього тертя φ, град. 18 
Питоме зчеплення с, МПа 0,047 
Модуль загальної деформації Е, МПа 14 
Ця обставина дозволяє поширити результати досліджень на пластичні 
глинисті ґрунти.  
2.3.2. Методика проведення полігонних експериментальних досліджень. 
 Експериментальні дослідження в полігонних умовах включали оцінку роботи 
натурних гвинтових металевих паль. Важливим етапом при цьому були їх 
випробування вертикальним статичним вдавлюючим навантаженням (статичні 
випробування паль). В експериментах використовувалися гвинтові металеві палі 
довжиною 2,0 м з діаметром стовбура 0,108 м та діаметром лопатей 0,3 м (мал. 2.9). 
Нижня лопать в обох конструкціях паль (однолопатевої та дволопатевої) 
влаштовувалися на нижньому кінці циліндричної частини стовбура, а верхня лопата 
(для дволопатевої палі) на відстані L= 2,0∙D від нижньої лопаті (D - діаметр лопаті). 
Натурні дволопатеві та однолопатеві гвинтові палі для експериментальних 
досліджень були виготовлені зі сталі С245. Палі були виготовлені на заводі 
металоконструкцій, всі технологічні операції, включаючи зварювання, проводились 
46 
 
відповідно до операційної картки. Методика проведення випробувань натурних 
гвинтових паль передбачала дві серії експериментів. У першій серії 
експериментальних досліджень з'ясовувалося питання про раціональну відстань L 
між лопатями. Друга серія експериментів була присвячена оцінці несучої здатності 
натурних гвинтових дволопатевих паль порівняно з гвинтовими палями, що мають 
одну лопать. Натурні металеві гвинтові палі в обох серіях експериментів 
занурювалися в ґрунт загвинчуванням на однакову глибину, рівну 1,9 м від поверхні 
землі. Для цього використовувався навісний гідрообертач, що складається з 
гідромотора з планетарним редуктором, який кріпився на телескопічній стрілі 
установки Isuzu Forward (мал. 2.10). При влаштуванні гвинтових паль 
контролювалася вертикальність їх положення, а також умова занурення паль за один 
оберт стовбура загвинчуванням, при якому її переміщення U становило U=(0,8-
1,0)·a, де a - крок гвинта лопаті. 
 
Мал. 2.9 – Схеми конструкцій натурних гвинтових металевих паль, що 
використовуються в експериментах: а, б – відповідно однолопатева та дволопатева 
палі. 
47 
 
 
Мал. 2.10 – Загальний вигляд загвинчування натурної гвинтової дволопатевої палі за 
допомогою навісного гідрообертача, влаштованого на телескопічній стрілі 
установки Isuzu Forward. 
Гвинтові палі мали монтажні отвори заводського виготовлення, з яких через 
перехідник здійснювався процес їх установки. Роботи з влаштування паль включали 
наступні етапи: - фіксація палі через перехідник на редукторі; - монтаж палі за 
допомогою стріли на проектне місце; - вгвинчування палі на проектну глибину. 
Після влаштування гвинтових паль виділявся час до початку проведення 
випробувань («відпочинок» паль), тривалість якого становила 7-10 діб. 
Для проведення випробувань натурних гвинтових паль використовувався 
пристрій, в якому упором для гідравлічного домкрата служила розподільна балка 
спеціальної конструкції, закріплена на анкерних палях. Навантаження на гвинтові 
палі передавалося центрально та співвісно; їх навантаження здійснювалося 
ступенями, рівними 1/10 від очікуваного граничного навантаження. Вертикальні 
переміщення гвинтових паль заміряли прогиномірами Н. Н. Максимова (тип 6-ПАТ 
(ПМ)-0,1) з ціною поділки 0,1 мм. На кожному ступені навантаження знімали відліки 
з прогиномірів в наступній послідовності: нульовий відлік - перед навантаженням 
палі, перший відлік - відразу після застосування навантаження, потім послідовно три 
відліки з інтервалом 30 хвилин і далі через кожну годину до умовної стабілізації 
деформації. За умов умовної стабілізації деформацій, прийнято збільшення осідання 
трохи більше 0.1 мм за годину спостережень [49]. Реперна система для вимірювання 
переміщень гвинтових паль виконувалася із сталевих куточків 50x5. Стійки реперної 
системи встановлювалися на відстані не менше 1,5 м від гвинтової палі, що 
навантажується. При проведенні випробувань натурних гвинтових паль за умовну 
стабілізацію приймалася швидкість їх осідання (переміщення) у ґрунті, не більше 0,1 
мм за останню годину спостережень. Програмою випробувань було передбачено 
доводити навантаження в кожному досвіді до величини, що викликає осідання паль 
S не менше 30 мм, або до їх зриву. Значення осідання S = 30 мм було встановлено, 
як для будівель, що швидко зводяться з повним сталевим каркасом. На мал. 2.11 
48 
 
наведено загальний вигляд проведення статичних випробувань вдавлювальним 
навантаженням. У першій серії експериментальних досліджень, де з'ясовувалося 
питання про вплив відстані L між лопатями гвинтових дволопатевих паль на їх 
несучу здатність Fd використовувалися палі, що мають різні значення параметра L/D: 
1,5, 2 ,0, 2,5 та 3,0 (L, D – відповідно, відстань між лопатями та їх діаметр) (мал. 2.12). 
Випробування кожної конструкції паль (з різною відстанню L між лопатями, а також 
з однією лопатею та двома лопатями) проводилися з дво-триразовою повторністю. 
Для дослідження несучої здатності гвинтових однолопатевих паль по бічній 
поверхні стовбура була проаналізована конструкція гвинтової тензометричної 
палі (тензопалі) з подальшим проведенням її статичних випробувань в глинистому 
ґрунті [31]. Тензопаля була гвинтовою однолопатевою палею довжиною 2,5 м з 
діаметрами стовбура і лопаті 0,108 м і 0,3 м відповідно.  
 
Мал. 2.12 – Конструкції натурних гвинтових дволопатевих паль з різним кроком L 
між лопатями: 1 - 1,5 D; 2 – 2,0 D; 3 – 2,5 D; 4 - 3,0 D, де D - діаметр лопаті. 
Для перетворення механічних деформацій стовбура палі в електричний сигнал 
використовувалися тензорезистори марки ПКБ-10-100ХА, які наклеювалися на 
зовнішню поверхню стовбура тензопалі. Для зниження рівня похибки вимірювань, 
підвищення чутливості вимірювальної схеми, зменшення впливу температурної 
похибки та компенсації деформації вигину при реєстрації зусиль, що виникають при 
роботі металевої гвинтової палі на навантаження, що вдавлюють, тензорезистори 
підключалися до вимірювальної системи за схемою повного моста. Вимірювальний 
міст є електричною схемою, що складається з чотирьох тензорезисторів, симетрично 
розташованих відносно осі поперечного перерізу стовбура гвинтової палі. Усього 
було змонтовано п'ять тензомостів (M-I - M-V) з кроком 0,5 м, що забезпечують 
49 
 
вимірювання зусиль, що вдавлюють у п'яти поперечних перерізах по довжині 
стовбура тензопалі. Схема конструктивного рішення та загальний вигляд тензопалі 
зображені на мал. 2.13 та 2.14. Стовбур мав заглиблення під тензорезистори, які були 
ізольовані складом на основі епоксидної смоли. Для захисту тензорезисторів від 
механічних пошкоджень у процесі загвинчування тензопалі їх закривали 
металевими пластинами, які кріпили до металевого стовбура палі гвинтами.  
 
Мал. 2.13 – Схема конструктивного рішення гвинтової тензометричної палі: М-I – 
тензоміст, що складається з 4-х тензорезисторів, розташований у верхньому перерізі 
стовбура; М-V – те саме, розташований у нижньому перерізі стовбура тензопалі. 
  
Мал. 2.14 – Загальний вид гвинтової тензопалі Мал. 2.15 – Влаштування тензорезисторів на 
з цифровим тензометричним вимірником. стовбурі тензопалі: 1 - тензорезистор ПКБ-10-
 100ХА, 2 - епоксидний склад, 3 - дроти, які 
виведені через стовбур палі, 4 -захисний кожух. 
Проводи від тензорезисторів проходили через спеціально виконані в стовбурі 
отвори та розміщувалися з його внутрішньої сторони (мал. 2.15).  
Для більш достовірної оцінки результатів експериментальних досліджень 
стовбура, було проведено градуювання (тарування) тензопалі. З цією метою була 
зібрана вимірювальна схема, що відповідає умовам навантаження гвинтових паль в 
натурних умовах і полягала в обтисненні стовбура палі вдавлюючим навантаженням, 
що прикладалося ступенями. Поздовжній прогин стовбура палі компенсувався 
роботою тензорезисторів за схемою повного мосту. Деформацію кожного з п'яти 
тензомостів реєстрували цифровим тензометричним вимірювачем ЦТІ-1 на кожному 
50 
 
щаблі. Максимальне навантаження в процесі градуювання тензопалі не 
перевищувало 75 кН, що забезпечувало роботу тензорезисторів в пружній області. 
Гвинтова тензопаля занурювалася в ґрунт загвинчуванням на глибину, що дорівнює 
2,4 м від поверхні землі. При влаштуванні гвинтової тензометричної палі 
контролювалася вертикальність її положення. Після влаштування гвинтової 
тензометричної палі виділявся час до початку проведення випробувань 
(«відпочинок» паль), тривалість якого становила 10 діб відповідно до вимог ГОСТ 
5686-2012-Грунти. Методи полігонних випробувань палями. Програмою 
випробувань було передбачено доводити навантаження у кожному досвіді до 
«зриву» палі, який характеризувався швидким зростанням осідання, що не загасає в 
часі. Випробування розглянутої конструкції гвинтової тензометричної палі 
проводилися з триразовою повторністю. В експериментах з гвинтовою 
тензометричною палею за несучу здатність (приватне значення граничного опору) 
Fd приймалося навантаження, що передує її зриву, який характеризувався зазвичай 
інтенсивним зростанням осідання S, що не загасає в часі. 
 
2.3.3. Результати взаємодії гвинтової дволопатевої палі при її загвинчуванні з 
глинистим ґрунтом основи. 
 Однією з переваг застосування гвинтових паль є мінімальне порушення 
структури ґрунту при їх облаштуванні. Однак дослідження, які виконані Lutenegger 
A.J., Vyazmenky, A.M. та ін. показують, що гвинтові палі роблять деякий вплив на 
ґрунт. На основі проведених випробувань щодо оцінки показника недренованої 
міцності ґрунту (cu) до і після загвинчування паль встановлено деяке його зниження. 
Було виявлено, що зниження недренованої міцності залежить від консистенції 
глинистого ґрунту, а також якості установки паль. Найбільше зниження міцності 
відзначено для слабких  зв’язних глинистих ґрунтів. Вивчення процесів розвитку 
деформацій  зв’язних глинистих ґрунтів, що оточують натурні гвинтові палі, 
дозволять врахувати параметри, що характеризують умови їхньої спільної роботи з 
основою. Зокрема, це дозволить моделювати процес встановлення гвинтової палі в 
глинистий ґрунт з урахуванням заданих параметрів моделі. Для цього було виконано 
дослідження фізичних характеристик ґрунту навколо гвинтової натурної палі. 
Експериментальні дослідження проводилися в наступній послідовності: 1. 
вгвинчувалася натурна гвинтова дволопатева паля до заданої позначки; 2. після 
«відпочинку» гвинтової палі проводилося її відкопування на всю глибину і нижче за 
відмітку нижньої лопаті на 1,0 м. У горизонтальному напрямку паля відкопувалася 
на величину 0,8 м від її осі в обидва боки; 3. відбиралися проби ґрунту під нижньою 
лопаттю та на ділянці між лопатями згідно з підготовленою схемою. Натурні 
51 
 
металеві палі занурювалися в глинистий ґрунт загвинчуванням на глибину 1,9 м від 
поверхні землі. Для цього використовувався навісний гідрообертач, що складається 
з гідромотора із планетарним редуктором, який кріпився на телескопічній стрілі 
бурової установки. Методика занурення паль та характеристика ґрунтових умов 
будівельного майданчика описана у параграфі 2.3.2. Зразки та проби глинистого 
ґрунту для визначення його щільності, інших фізичних характеристик відбиралися 
на різній відстані від осі гвинтової палі. Для визначення щільності ґрунту 
використовувався метод ріжучого кільця. Пробовідбірники мали діаметр 69 мм, 
висоту 53 мм та товщину стінки 2 мм. Вологість ґрунту визначалася методом 
висушування до постійної маси в тих самих точках, що і щільність, в лабораторних 
умовах. Для оцінки деформованості глинистого ґрунту навколо стовбура гвинтової 
палі в експериментах на дослідному майданчику використовувався 
мікропенетрометр МВ-2 (мал. 2.16), який був відградуйований для ґрунтових умов. 
Кордон  деформованої зони визначався збігом значень щільності ґрунту з її 
природним значенням. Зміна щільності в навколопальовому масиві ґрунту 
представлена мал. 2.17. За результатами досліджень виявлено незначне ущільнення 
глинистого ґрунту вздовж стовбура гвинтової палі на відстань не більше 0,5 d (d – 
діаметр стовбура палі). Значення щільності ущільненого глинистого ґрунту навколо 
стовбура гвинтової палі становить ρ=2,00 – 2,05 г/см3, а значення густини для ґрунту 
природного складання дорівнює ρ=1,90 – 1,95 г/см3. Результати досліджень густини 
глинистого ґрунту мікропенетрометром на ділянці між лопатями гвинтової палі 
показали, що ці характеристики практично не відрізняються від характеристик 
густини для глинистого ґрунту природного додавання. В області під нижньою 
лопаттю палі не спостерігається ущільнення ґрунту та порушення структурних 
зв'язків. Це пов’язане з тим, що у процесі занурення до палі прикладається крутний 
момент, а величина зусилля, що вдавлює, незначна. Деякий розкид значень густини 
можна пояснити відомою неоднорідністю  зв’язних глинистих ґрунтів.  
 
Мал. 2.16 – Дослідження навколопальового масиву ґрунту навколо стовбура 
гвинтової палі мікропенетрометром МВ-2  
52 
 
 
Мал. 2.17 – Зміна щільності глинистого ґрунту ρ, г/см3 навколо гвинтової палі  
53 
 
 
2.3.4. Результати аналізу досліджень раціональної відстані між лопатями, що 
виконують на стовбурі гвинтової палі 
Із аналізу досліджень роботи багатолопатевих гвинтових анкерів, виконаних 
зарубіжними фахівцями слідує, що відстань між лопатями є важливим параметром, 
що характеризує роботу дії зовнішнього навантаження. Особливо актуальним є 
питання про призначення відстані між лопатями для паль довжиною 2,0 – 3,0 м, як 
найчастіше застосовувані для малонавантажених швидкомонтованих будівель. 
Раціональним кроком лопатей є той, при якому забезпечується найбільше включення 
лопатей в роботу і забезпечує максимальну несучу здатність в  зв’язних глинистих 
ґрунтах. Якщо відстань між лопатями досить велика, це призведе до збільшення 
довжини палі, щоб уникнути влаштування лопаті в шарі сезонного промерзання, 
навпаки, при меншому інтервалі, лопата працюватиме неефективно, тому що 
можливе виникнення «взаємовпливу» лопатей. Результати випробувань (перша серія 
експериментів) показали, що при відстані L між лопатями 2,0–2,5∙D забезпечується 
найбільша несуча здатність гвинтових дволопатевих паль Fd по ґрунту.        Після 
відкопування гвинтових дволопатевих паль та їх вилучення було виявлено, що ґрунт, 
укладений між лопатями, набуває форми «ґрунтового циліндра» і починає 
працювати як єдиний цільний елемент спільно зі стовбуром паль, взаємодіючи з 
навколишнім ґрунтом (мал. 2.18). 
Досліди свідчать, що найбільш якісно «ґрунтовий циліндр» формується для 
паль, що мають відстань між лопатями L=2,0–2,5D. Наявність «ґрунтового циліндра»       
призводить      до збільшення    площі     бічної    поверхні гвинтової дволопатевої 
палі на ділянці між лопатями та підвищення її несучої здібності загалом. При 
збільшенні відстані L між лопатями більше 2,5D змінюється характер роботи 
гвинтової дволопатевої палі. Це проявляється в тому, що обидві лопаті гвинтової 
дволопатевої палі починають працювати незалежно один від одного. Ґрунт на 
ділянці між лопатями в цьому випадку вже не формується в ґрунтовий циліндр і не 
працює як єдиний цілісний елемент спільно зі стовбуром палі. За результатами 
експериментальних досліджень (перша серія експериментів) було побудовано 
графік, що характеризує залежність геометричного параметра L/D та несучої 
здатності гвинтових дволопатевих паль Fd. При цьому експериментально було 
виявлено, що найбільша несуча здатність Fd, яка дорівнює Fd= 63–64 кН відповідає 
параметру L/D = 2,0–2,5 (мал. 2.19). Таким чином, було підтверджено, що крок L 
(відстань L) між лопатями є одним з основних геометричних параметрів, що 
характеризує роботу гвинтових дволопатевих паль у  зв’язних глинистих ґрунтах 
[51].  
54 
 
 
Мал. 2.18 - Утворення ґрунтового циліндра в глинистому ґрунті для палі з відстанню 
L = 2.5·D, де D - діаметр лопаті гвинтової палі, м. 
Зниження несучої здатності при інтервалі, більше 2.5 діаметрів пов'язане з тим, 
що «циліндр» ґрунту втрачає жорсткість і втрачає можливість працювати разом. 
Зважаючи на те, що верхня лопать має трохи заглиблення (менше 4D), відбувається 
зниження величини несучої здатності палі в цілому. Зменшення несучої здатності 
ґрунту для паль з кроком менше 2D пов'язано, швидше за все, з меншою площею 
бічної поверхнею ґрунту, укладеного між лопатями і деякому взаємовпливі лопатей 
в процесі роботи.  
 
Мал. 2.19 – Залежність несучої здатності гвинтової дволопатевої палі від параметра 
L/D (L, D – відповідно крок між лопатями та середнє значення їх діаметра)  
55 
 
2.3.5. Результати досліджень сил тертя ґрунту по стовбуру гвинтової палі  
При будівництві тимчасових і швидкомонтованих будівель все більшого 
поширення знаходять пальові фундаменти на гвинтових металевих палях, що 
виготовляються із сталевих труб діаметром 0,108 - 0,133 м. Розрахунки їх несучої 
здатності по бічній поверхні стовбура базуються на табличних значеннях 
розрахункових характеристик. Ці дані табличних значень було отримано 
професором Лугою А.А. (1950-1960 рр.) на основі обробки численних результатів 
випробувань натурних паль статичним вдавлюючим навантаженням (дерев'яних, 
залізобетонних та ін.) з несучою здатністю в межах від 200 до 2500 кН у 
різноманітних ґрунтових умовах [8]. За результатами випробувань гвинтової 
тензопалі в глинистому ґрунті були побудовані графічні залежності: осідання 
(переміщення) палі S, мм від навантаження накладеного N, кН; зміна вдавлюючих 
зусиль за довжиною стовбура палі; зміна опору ґрунту по бічній поверхні вздовж 
стовбура палі f (мал. 2.20-2.22). Експериментально встановлено, що несуча здатність 
тензопалі по ґрунту в ґрунтових умовах становить Fd = 52 кН (мал. 2.20). При цьому 
виявлено, що при передачі на палю зовнішнього навантаження, що вдавлюють 
зусилля в перерізах стовбура палі зменшуються із глибиною. Наприклад, при 
вертикальному навантаженні на тензопалю в межах від 41 до 44 кН зусилля у 
стовбурі палі на глибині 0,4 м становить 42 кН, а на глибині 1,9 м – 37,8 кН. Якщо 
навантаження на тензопалю становить 52 кН, то зусилля в стовбурі палі на глибині 
0,4 м становить 52 кН, а на глибині 1,9 м - 47,8 кН (мал. 2.20).  
 
Мал. 2.20 – Залежність осідання тензопалі S від зовнішнього навантаження N, 
що прикладається, (дані полігонних експериментальних досліджень)  
56 
 
Середню величину опору ґрунту по бічній поверхні на ділянках між 
тензомостами fi визначали розрахунком, як відношення зусиль у стовбурі палі до 
площі його бічної поверхні на розглянутій ділянці, описаної у роботах [7, 14, 54]. 
Отримані дані свідчать про те, що максимальний опір ґрунту по бічній поверхні палі 
(f=13,8-14,0 кПа) виникає приблизно на глибині від 1,0 до 1,2 м від поверхні і настає 
після осідання тензопалі на величину від 1,5 до 2,0 мм. При подальшому збільшенні 
навантаження настає вичерпання несучої здатності по бічній поверхні, 
спостерігається деяке зниження досягнутих максимальних значень опору ґрунту по 
бічній поверхні, що свідчить про проковзування (зрізу) ґрунту (графіки № 5-9, мал. 
2.21). Навантаження, що передається через бічну поверхню стовбура тензопалі в 
момент вичерпання її несучої здатності становить Nf=4,8 кН при загальному 
навантаженні на палю N=24 кН. Загальний характер перерозподілу навантаження 
між бічною поверхнею і лопаттю гвинтової тензопалі при зростанні зовнішнього 
навантаження N представлений у таблиці 2.3. Частина навантаження, що 
передається через лопать палі NR, визначалася як різниця між величиною загального 
навантаження N, що прикладається до палі і навантаженням, що сприймається 
ґрунтом по бічній поверхні стовбура гвинтової палі Nf. Аналізуючи отримані дані, 
можна відзначити, що на початковому етапі навантаження палі, навантаження 
перерозподіляється між стовбуром палі і лопаттю практично рівномірно, проте при 
зростанні навантаження відношення N/Nf різко знижується, що свідчить про 
включення в роботу лопаті палі та вичерпанні несучої здатності тензопалі по бічній 
поверхні Fdf вже на перших ступенях навантаження (при N=24 кН), подальше 
збільшення навантаження відбувається лише за рахунок роботи нижньої лопаті палі. 
При досягненні палею навантаження, що відповідає її несучої здатності по ґрунту 
N=Fd, частка навантаження Nf/N, що сприймається бічною поверхнею палі, 
становить не більше 10%. Таким чином, для гвинтових металевих однолопатевих 
паль експериментально встановлено, що при вдавлюючих навантаженнях роль 
роботи стовбура палі несуттєво впливає на величину її несучої здатності в  зв’язних 
глинистих ґрунтах [31]. 
57 
 
 
Мал. 2.21 - Розподіл вдавлюючих зусиль по довжині стовбура тензопалі при її 
навантаженні. 
Необхідно відзначити, що при порушенні технології при влаштуванні 
гвинтових паль, особливо в  зв’язних глинистих ґрунтах напівтвердої, твердої 
консистенції, при відхиленнях палі в горизонтальному напрямку в процесі установки 
відбувається утворення порожнин і зазорів, що знижує несучу здатність гвинтової 
палі по її бічній поверхні. Якщо оцінити несучу здатність по бічній поверхні 
стовбура тензопалі Fdf  розрахунком, згідно з чинними нормативними документами, 
отримаємо значення, що дорівнює 16,0-16,5 кН, яке перевищує приблизно в 3,3 рази 
значення, встановлене експериментальним шляхом (Nf = Fdf = 4,8 кН). З розрахунку 
за нормами випливає, що частка роботи стовбура становить 30-40% від значення 
несучої здатності палі по ґрунту, що істотно завищує роль опору ґрунту по її бічній 
поверхні у формуванні загальної несучої здатності. 
Невідповідність експериментальних та розрахункових значень сил опору 
ґрунту пов'язано з тим, що у вітчизняній нормативній літературі розрахункові 
значення, які застосовуються для визначення опору ґрунту по стовбуру гвинтових 
паль малих діаметрів, основані на табличних значеннях, отриманих для 
залізобетонних паль, що занурюються забиттям. Відомо, що на бічній поверхні 
залізобетонних паль, що виготовляються на бетонах із щебеню великої фракції, у 
процесі забиття в глинистий ґрунт утворюється шар із сильно ущільненого ґрунту 
(«ґрунтова сорочка»), який починає працювати спільно зі палею [55]. 
58 
 
Таблиця 2.3 – Загальний характер перерозподілу навантаження N між бічною 
поверхнею стовбура палі та лопаттю в процесі роботи тензопалі. 
Зовнішнє навантаження N, кН 6,0 12,0 18,0 24,0 N=Fd=52,0 
Nf/N, де Nf – 
навантаження, що сприймається 0,4 0,28 0,26 0,21 0,09 
бічною поверхнею стовбура 
тензопNаRл/іN , де NR – 
навантаження, що 0,6 0,72 0,74 0,79 0,91 
сприймається нижньою 
лоОппаітрт зюс утвеун зсоиплаьлніо  ущільненого ґрунту «сорочки» набагато вище опору ґрунту 
природного складання, за рахунок значних радіальних напруг, що виникають у 
процесі установки. Очевидно, що у разі занурення металевих паль невеликого 
діаметра загвинчуванням, умови формування значних радіальних напруг навколо 
стовбура палі відсутні (занурення стовбура палі невеликого діаметру не викликає 
значного витіснення ґрунту в сторони), що і визначає низькі значення сил опору 
ґрунту по бічній поверхні стовбура гвинтових металевих паль, зазначені в 
експерименті.  
 
Мал. 2.22 – Розподіл опору ґрунту f по бічній поверхні стовбура тензопалі: 1- при 
навантаженні 6кН; 2- при навантаженні 12 кН; 3 -  при навантаженні 18 кН; 4 - при 
навантаженні 24 кН; 5-9 - для наступних ступенів навантажень. 
Багато зарубіжних дослідників при оцінці несучої здатності стовбура паль 
різних конструкцій пропонують враховувати понижувальний коефіцієнт (коефіцієнт 
адгезії α<1), який враховує зниження сил опору по бічній поверхні в діапазоні 
значень від 0,3 для ґрунтів твердої, до 0,8 – текучої консистенції. Коефіцієнт α 
залежить також від числа пластичності та коефіцієнта переущільнення ґрунту 
(OCR), а також матеріалу стовбура палі. 
59 
 
2.3.6.Результати аналізу полігонних експериментальних досліджень несучої 
здатності гвинтових паль з однією і двома лопатями. 
Конструктивне рішення гвинтової дволопатевої палі, що забезпечує найбільше 
значення несучої здатності (з відстанню L між лопатями, що дорівнює 2,0 D), було 
використано в серії експериментів, де одночасно (паралельно) проводилися 
випробування гвинтової однолопатевої палі. За результатами паралельних 
випробувань (друга серія експериментів) натурних гвинтових паль (однолопатевої 
та дволопатевої) в глинистому ґрунті та їх узагальнення були побудовані графічні 
залежності осідання (переміщення) від навантаження, що прикладається («осідання-
навантаження»). В експериментах з гвинтовою однолопатевою палею за несучу 
здатність (приватне значення граничного опору) Fd приймали навантаження, що 
передувало її зриву, який характеризувався інтенсивним зростанням осідання S, що 
не загасає в часі. В експериментах з гвинтовою дволопатевою палею за несучу 
здатність палі Fd приймали навантаження, під дією якої паля отримувала осідання S, 
рівну 30 мм (як було передбачено програмою випробувань). Як показали проведені 
експериментальні дослідження (друга серія експериментів) для гвинтових 
однолопатевих паль у глинистому ґрунті значення несучої здатності склало Fd = 48 
кН, а для дволопатевих паль Fd=64 кН (мал. 2.23). Таким чином, отримані результати 
свідчать, що в  зв’язних глинистих ґрунтах при влаштуванні другої лопаті (L/D = 2,0-
2,5) відбувається збільшення несучої здатності гвинтової дволопатевої палі на 25 - 
30% порівняно з несучою здатністю палі з однією лопаттю [52]. Як зазначає 
Пономарьов А.Б. [54] несуча здатність пальових фундаментів повинна визначатися 
на основі даних про гранично допустимі осідання основ та фундаментів для 
відповідних будівель та споруд. Тому, якби несуча здатність гвинтової дволопатевої 
палі оцінювалася при досягненні осідання, що дорівнює 40 мм (наприклад для 
будівель, в яких не виникають зусилля від нерівномірних осідань), то навантаження 
на палю при цьому була б близька до 70 кН (мал. 2.23). Відповідно, несуча здатність 
дволопатевої палі оцінювалася б на 42 % більше, порівняно з однолопатевою палею. 
60 
 
 
Мал. 2.23 – Графіки осідань гвинтових металевих натурних паль, які встановлені за 
результатами полігонних експериментальних досліджень: 1, 2 – відповідно, для паль 
з однією та двома лопатями. 
Висновки до розділу 2 
1. Встановлено, що найбільш раціональною для зв’язних глинистих ґрунтів є 
конструкція дволопатевої гвинтової палі з розміщенням нижньої лопаті на 
циліндричному стовбурі. 
2. Аналіз експериментальних досліджень підтвердив ефективність дволопатевих 
паль у швидкомонтованих тимчасових спорудах та визначили ключовий 
параметр — відстань L між лопатями. За довжини палі ≤3,0 м, діаметра 
стовбура 0,108 м і діаметра лопатей 0,3 м оптимальна відстань становить 2,0–
2,5 діаметра лопаті. 
3. Полігонні випробування показали, що несуча здатність дволопатевих паль (2,0 
м; D=0,3 м) на 25–30% перевищує несучу здатність однолопатевих аналогів. 
61 
 
4. Для однолопатевих паль у глинистому ґрунті «зрив» настає при осіданнях 
понад 15–20 мм, тоді як для дволопатевих ознаки «зриву» відсутні до осідань 
≥30 мм. 
5. Внесок бічної поверхні однолопатевої палі у загальну несучу здатність не 
перевищує 10%, що робить збільшення діаметра стовбура неефективним. 
Найрезультативнішим способом підвищення Fd є встановлення другої лопаті. 
6. Розрахункові значення Fdf для однолопатевих паль у глинистих ґрунтах у 3–4 
рази перевищують експериментальні показники. 
7. Процес загвинчування дволопатевих паль не порушує структуру ґрунту; зміна 
щільності спостерігається лише локально біля стовбура і зумовлена 
радіальними напругами. Ущільненого ґрунтового шару на бічній поверхні 
практично не формується. 
8. Доведено, що між лопатями дволопатевої палі структура та густина ґрунту не 
змінюються, оскільки верхня лопать повторює траєкторію нижньої, не 
розпушуючи ґрунт. Така поведінка зумовлена раціональною конструкцією і 
технологією загвинчування. 
 
 
 
 
 
 
 
  
62 
 
РОЗДІЛ 3. ЧИСЕЛЬНИЙ АНАЛІЗ РОБОТИ ГВИНТОВИХ ПАЛЬ У ЗВ’ЯЗНИХ 
ҐРУНТАХ 
 
3.1. Огляд програмних комплексів, що застосовуються для моделювання 
роботи паль. 
 Для чисельного дослідження роботи гвинтових паль був проаналізований 
використаний програмний комплекс (MIDAS Information Technology Co., Ltd.), 
основаної 1989 р. у Республіці Кореї [42]. Програмний комплекс MIDAS GTS NX 
(далі ПК Midas) розроблений спеціально для застосування в галузі геотехніки та 
тунелебудування. В даний час цей ПК широко застосовується в країнах середньої 
Азії, Японії та Європи при проектуванні унікальних об'єктів цивільного, 
промислового та транспортного будівництва. Комплекс дозволяє моделювати 
плоскі, осесиметричні та тривимірні завдання взаємодії споруд із ґрунтовим 
масивом. Програмний комплекс реалізує метод кінцевих елементів та складається з 
інформаційної та обчислювальної частин. 
 Інформаційна частина ПК містить описи використовуваних типів елементів, 
моделей матеріалів, довідкову систему. Обчислювальна частина ПК є набір модулів 
(процесорів), серед яких виділяють препроцесор – модуль підготовки вихідних 
даних, обчислювальний процесор – solver, постпроцесор – засіб візуалізації та аналіз 
результатів розрахунку. ПК Midas підтримує всі основні типи розрахунків основ і 
геотехнічних об'єктів, включаючи статичний (лінійний і нелінійний розрахунки), 
динамічний (модальний аналіз, розрахунки на сейсмічні впливи) розрахунки, а 
також розрахунки фільтрації, що встановилася і не встановилася. Розрахунок у ПК 
практично повністю автоматизований і ґрунтується на стійких чисельних методах 
[12, 42]. Комплекс відрізняється швидкодією та зручним інтерфейсом при введенні 
інформації та читанні результатів. Під час підготовки вихідних даних у Midas 
передбачені такі можливості: 1) сумісність із пакетами САПР (AutoCad, SolidWorks, 
- системами), і навіть наявність вбудованих функцій автоматизації процесів і 
створення складної геометрії. Це дозволяє суттєво скоротити час на підготовку 
складних (з геометричної точки зору) розрахункових схем, оскільки геометрична 
модель може бути побудована за допомогою вбудованого інструментарію або 
передана із зовнішнього CAD-пакету; 2) автоматизація при генерації сіток кінцевих 
елементів (КЕ) на сферах будь-якої форми, а також наявність функцій автоматичної 
перевірки якості сітки КЕ, що дозволяють виконувати детальні геотехнічні 
розрахунки в тривимірній постановці; 3) велика бібліотека КЕ включає безліч різних 
типів елементів, що мають практичну класифікацію для моделювання основ, 
конструкцій, паль, зв'язків, інтерфейсів; 4) автоматичне завдання основних 
63 
 
граничних умов. До переваг розглянутого програмного комплексу можна віднести 
великий вибір моделей ґрунту, що дозволяють моделювати поведінку піщаних,  
зв’язних глинистих та скельних ґрунтів. Найбільшого поширення на сьогоднішній 
день набули упругопластичні моделі ґрунтів через те, що теорія пластичної течії дає 
найбільш простий опис процесу деформування при складних шляхах навантаження. 
Рівняння, що описують поведінку ґрунту записуються в диференціальній формі. 
Повне збільшення деформації складається з пружних і пластичних прирощень: �������� 
= ���������� + ����������. Незалежні від часу, пружні та пластичні прирости деформацій діють 
незалежно друг від друга. Ця передумова є загальноприйнятою в теорії пластичності. 
У роботах, присвячених огляду пружнопластичних моделей ґрунтів [66, 71, 76] 
зазначається, що найбільш досконалий клас пружнопластичних моделей ґрунту для 
опису пластичних деформацій на різних траєкторіях навантаження представляють 
моделі, в яких вводяться два незалежних механізми пластичної деформації. Перший 
механізм призводить до пластичного зсуву та дилатантній зміни об'єму, а другий – 
до пластичної зміни об'єму при гідростатичному стисканні. До цього класу моделей 
відноситься - пружно-пластична модель з ізотропним зміцненням. Розглянута 
модель розроблена професором Вермейєром (Vermeer P.A.) і вперше реалізована в 
ПК PLAXIS під назвою «модель ґрунту, що зміцнюється» (Hardening Soil) [64]. У ПК 
Midas ця модель увійшла під назвою "модифікована модель Мора - Кулона" 
(Modified Mohr Coulomb Model) (мал. 3.1).  
 
Мал. 3.1 – Поверхня плинності моделі зміцнювального ґрунту (а) та гіперболічне 
відношення між напругами та деформаціями при первинному навантаженні (б). 
На відміну від ідеальної пружно-пластичної моделі поверхня плинності не 
зафіксована у просторі головних напруг і може розширюватися в ході пластичного 
деформування. Модель більш точно, порівняно з моделями ідеальної пластичності, 
64 
 
описує деформації ґрунтового масиву, за рахунок того, що вводиться декілька 
параметрів жорсткості ґрунту, що залежать від рівня напруги, що діє, і траєкторії 
навантаження. Модель широко застосовується у практичних розрахунках для 
моделювання поведінки ґрунту при його екскавації, при влаштуванні підпірних стін 
та проходженні тунелів, а також для розрахунку пальових фундаментів. Обмеження 
моделі: нездатність врахувати явища анізотропії міцності та жорсткості, повзучості 
та тривалої міцності, непридатність для моделювання динамічних процесів [58]. 
Зважаючи на зазначені переваги, які пов'язані з можливістю більш достовірно 
моделювати поведінку піщаних і  зв’язних глинистих ґрунтів при складних 
траєкторіях навантаження, розглянута модель прийнята в подальших чисельних 
дослідженнях. Модифікована модель ґрунту Мора – Кулона (Modified Mohr-
Coulomb) для опису пластичних зсувних та об'ємних деформацій включає дві 
функції плинності для девіаторного ���� та ізотропного ���� навантажень, відповідно 
(мал. 3.1 а). У моделі реалізовано два незалежних механізми опису зміцнення при 
зсуві та зміцнення при стисканні. Деформування ґрунту по траєкторії девіаторного 
навантаження апроксимують гіперболою (мал. 3.1 б), рівняння якої має вигляд: 
                                                          (3.1) 
де ε1 – вертикальна деформація;  Ei – модуль жорсткості за результатами 
тривісних випробувань; q – девіаторна напруга; qa - асимптотичне значення міцності 
при зрушенні (мал. 3.1 б); Rf – коефіцієнт руйнування; 
  гранична девіаторна напруга. 
Зміцнення при зрушенні характеризується зростанням показників міцності в 
результаті первинного девіаторного деформування. Послідовне положення поверхні 
плинності під час зсувного зміцнення зображено на мал. 3.2. [86]. Поверхня 
плинності у міру деформування розширюється до граничної поверхні Мора-Кулона. 
Зміцнення при стисканні характеризується зростанням жорсткості ґрунту в міру його 
об'ємного ущільнення.  
 
Мал. 3.2 – Положення поверхні плинності при зсувному зміцненні 
65 
 
Область, яка обмежена на мал. 3.1а поверхнями плинності двох типів, є зоною 
пружної поведінки ґрунту, незалежно від напряму зміни напруженого стану. При 
виході напруги на ту чи іншу ділянку поверхні плинності виникають пластичні 
деформації. Розглянута модель ґрунту, що зміцнюється, описується більшим числом 
параметрів, ніж, наприклад, добре відома модель Мора-Кулона. Експериментальне 
визначення моделі ґрунту із зміцненням потребує застосування приладів тривісного 
стиснення, що на практиці не завжди можливе. Однак у науково-технічній літературі 
[58, 64] вже накопичено певний досвід експериментального визначення цих 
параметрів для різних ґрунтів. За замовчуванням у ПК Midas для деяких параметрів 
моделі наводяться типові значення. Таким чином, для роботи з моделлю ґрунту 
достатньо мати їх характеристики, які визначені в компресійних і зсувних приладах. 
Параметри ґрунту, необхідні для опису моделі, зведені в табличну форму (таблиця 
3.1). 
Таблиця 3.1 – Перелік параметрів для моделі Modified Mohr-Coulomb 
 
3.2. Методика чисельного моделювання гвинтових паль у зв’язних ґрунтах 
Основним завданням проведення чисельного моделювання є співставлення 
несучої здатності гвинтових паль, отриманих за результатами полігонних 
експериментальних досліджень та викладених у другому розділі з результатами 
чисельних досліджень. 
Робіт з вивчення напружено-деформованого стану гвинтових паль у  зв’язних 
глинистих ґрунтах виконано обмежену кількість, більшість робіт присвячено оцінці 
66 
 
несучої здатності гвинтових паль (анкерів) у незв'язних ґрунтах. Характер розподілу 
напруг і переміщень дозволяє встановити або підтвердити схему 
 взаємодії гвинтової палі з глинистим ґрунтом, тому ці чисельні дослідження є 
актуальними. Для створення розрахункової схеми в ПК Midas були використані 
вихідні дані та параметри, що відповідають реальним умовам статичних 
випробувань гвинтових паль. Процес встановлення параметрів ґрунту для 
чисельного моделювання є найважливішою складовою забезпечення якості оцінки 
напружено деформованого стану ґрунтового масиву. Розрахункові параметри ґрунту 
приймалися на основі геологічних даних для шару глини напівтвердої консистенції, 
що взаємодіє з гвинтовими палями. Для призначення параметрів жорсткості 
(дотичного модуля первинної компресії E  ref
oed , модуля при розвантаженні Eur, 
показника ступеня m, ОСR) була проведена розширена обробка даних лабораторних 
визначень деформованості  зв’язних глинистих ґрунтів за результатами 
компресійних випробувань відповідно до методики, викладеної в роботі [59]. На мал. 
3.3 наведено приклад визначення характеристик E ref і E ref
oed ur  при компресійних 
випробуваннях, а таблиці 3.2 представлений результат обчислення параметра m.  
Таблиця 3.2 - Визначення параметра m за результатами компресійних випробувань  
 
 
Мал. 3.3 – До визначення параметрів жорсткості моделі ґрунту, що зміцнюється. 
67 
 
Січний модуль стандартного тривісного дренованого випробування E ref 
50
приймався рівним E ref
oed  відповідно до рекомендацій авторів моделі. Коефіцієнт 
переущільнення ґрунтів (OCR) визначався як відношення тиску попереднього 
ущільнення σp до природного (побутового) тиску σzq, що випробовується в даний 
момент часу: 
                        ������ = σp/σzq =0,057МПа/0,038МПа=1,5                  (3.2) 
Багатьма дослідниками [38, 58 64, 73, 74, 75] зазначається, що характеристика 
попереднього ущільнення ґрунтів відіграє важливу роль при оцінці напружено 
деформованого стану ґрунтового масиву. 
Не облік цього чинника може призводити до помилок щодо переміщень і 
деформацій. Тиск передущільнення або структурна міцність σp – максимальний тиск, 
який зазнав ґрунт при попередньому навантаженні (preconsolidation stress), 
визначався за відомим методом Казагранде А. на компресійній кривій, 
перебудованій у напівлогарифмічній шкалі. Коефіцієнт Пуассона μ, приймався за 
рекомендаціями Н.А. Цитовича [69], як для глин і суглинків рівним 0,1–0,15. Такий 
діапазон значень μ також підтверджується експериментальними даними, 
наведеними у роботах для  зв’язних глинистих елювіальних ґрунтів [74-76]. 
Для визначення коефіцієнта бічного тиску ґрунту (K0) (ставлення 
горизонтальної ефективної напруги σxq до вертикального σ'zq за відсутності 
горизонтальних деформацій εh=0) використано емпіричне рівняння, запропоноване 
Широковим В.М. [76], що враховує збільшення горизонтальних напруг для 
переущільнених  зв’язних глинистих ґрунтів Челябінської області: 
                                                   К0 = 1,2 ∙ (1 − ������ ��),                             (3.3) 
 
де �� – значення кута внутрішнього тертя. Параметри міцності ґрунту прийняті за 
результатами випробувань ґрунту методом одноплощинного зрізу. Таким чином, 
встановлені такі значення параметрів моделі: питома вага 19,4 кН/м3; дотичний 
модуль первинної компресії E ref = Е ref
oed 50  = 8,3 МПа, модуль пружності при 
розвантаженні - вторинному навантаженні E ref
ur  = 21 МПа, ступінь нелінійності 
кривої m = 0,8, ОСR = 1,5 коефіцієнт Пуассона μ = 0,15 , К0 = 0,8; зчеплення cref = 
0,041 МПа, кут внутрішнього тертя φ (phi) = 16,7°; кут дилатансії ψ = 0°. Значення 
додаткових параметрів моделі (Rf, σtension, pref), що залишилися, були прийняті в 
програмі за умовчанням. Геометрія розрахункових моделей гвинтових паль 
створювалася в середовищі SolidWorks з наступним імпортом в розрахункову схему 
ПК Midas за допомогою CAD інтерфейсів, що дозволяє врахувати геометрію лопатей 
(крок лопатей) для підвищення точності розрахунку (мал. 3.4). 
68 
 
У зарубіжних роботах, присвячених чисельному дослідженню роботи гвинтових 
паль та анкерів лопаті приймаються у вигляді плоских дисків, що дещо знижує якість 
розрахунків. Параметри   паль  наведено у таблиці 3.3. 
 Як модель матеріалу   палі   приймалася     пружна     модель.     Моделювання 
виконувалося в тривимірній постановці в ПК Midas для дволопатевих та 
однолопатевих паль. Для моделювання масиву ґрунту було складено геометричну 
модель розмірами 3х3х6(h), яка розбивалася на тривимірні шестигранні кінцеві 
елементи з лінійною функцією форми.  
 
Мал. 3.4 – Комп'ютерні 3d-моделі гвинтових паль: 1 – з однією; 2 – з двома лопатями.  
Таблиця 3.3 – Геометричні та фізичні параметри гвинтових паль 
№ п/п Параметри паль Значення 
1 Довжина палі 2,0 м 
2 Діаметр стовбура d=0,108 м 
3 Діаметр лопаті  D=0,3 м 
4 Відстань між лопатями 2D = 0,6 м 
(для дволопатевої палі) 
5 Матеріал сталь 
6 Модуль пружності сталі 2,1 E+005 МПа 
7 Щільність сталі 7,85 т/м3 
8 Коефіцієнт Пуассона 0,3 
сталі 
У роботі [12] зазначається, що використання даних елементів є більш кращим, 
оскільки забезпечує отримання більш точних результатів для напруг і переміщень, 
ніж при використанні тетраедрів. На мал. 3.5 та 3.6 зображено розрахункову схему з 
розбиттям на кінцеві елементи. Модель палі заглиблена в напівтверду глину на 1,9 
69 
 
м, як було і за реального статичного випробування. У місцях максимальної 
концентрації напруг і значних переміщень, сітка кінцевих елементів мала дрібніше 
розбиття для підвищення точності розрахунку (мал. 3.5 і 3.6).  
                  
Мал. 3.5 – Розрахункова кінцево-  Мал. 3.6 – Розрахункова кінцево-
елементна схема для дослідження елементна схема для дослідження 
роботи гвинтової однолопатевої палі. роботи гвинтової дволопатевої палі. 
Граничні умови для переміщень були наступні: - ковзна загортання для всіх 
вертикальних граней, що обмежують розрахункову область x=0, y=0); - закладення 
(x=0, y=0, z=0) нижньої частини кінцево-елементної сітки.  
Для завдання контактної поверхні між стовбуром гвинтової палі та ґрунтом 
використовувалися інтерфейсні кінцеві елементи. Для завдання контактного тертя 
необхідно вказати коефіцієнт R (strength reduction factor), що враховує зниження 
міцності ґрунту на контактній поверхні. Даний коефіцієнт був встановлений 
експериментально на основі результатів оцінки сил тертя з бокової поверхні 
стовбура гвинтової палі [31] і приймався рівним R = 0,01 (гладка поверхня). 
Моделювалися такі види впливів: 1. формування природних напружень, 
обумовлених силами гравітації (формування початкового напруженого стану); 2. 
Покрокове прикладання до гвинтової палі вертикального переміщення в 45 мм. 
Прикладання зовнішнього впливу як переміщення більш переважно, оскільки 
дозволяє уникнути високої концентрації напруг в елементах поблизу палі. У процесі 
формування моделі було обрано точки сітки КЕ, відповідні центру паль лише на 
рівні оголовка. Для цих точок в результаті розрахунку було побудовано криві 
«навантаження-осідання».  
3.3. Аналіз результатів чисельних досліджень різних типів гвинтових паль 
 3.3.1. Результати аналізу чисельного дослідження роботи гвинтових однолопатевих 
паль Виконані дослідження в ПК Midas дозволили встановити особливості роботи 
гвинтової однолопатевої палі, а також напружено-деформований стан ґрунту в 
навколопатевому просторі. На мал. 3.7 наведено графік «навантаження - осідання», 
побудований за результатами чисельного моделювання навантаження гвинтової 
однолопатевої палі в глинистому ґрунті. Аналізуючи отриманий результат, можна 
відзначити, що графік при осіданні палі більше 20-25 мм різко збільшує крутість, 
практично моделюючи момент зриву палі, який спостерігався в експерименті.  
70 
 
 
Мал. 3.7 – Графік залежності «осідання-навантаження» (рішення МКЕ) для 
однолопатевої палі з лопаттю на стовбурі. 
За критерій несучої здатності палі Fd за результатами розрахунку приймали 
осідання палі S рівну 20 мм як і при натурних випробуваннях. Несуча здатність 
гвинтової однолопатевої палі склала 43 кН. На мал. 3.8 та 3.9 представлено розподіл 
вертикальних переміщень Uz та дотичних напруг τyz у ґрунтовому масиві для 
однолопатевої палі. 
                      
Мал. 3.8 – Розподіл вертикальних  Мал. 3.9 – Розподіл дотичних напруг 
переміщень навколо гвинтової палі. навколо гвинтової пал.і 
Настання граничного стану для однолопатевої палі відбувається за рахунок 
пластичних деформацій, що виникають за рахунок розвитку дотичних напруг τyz від 
лопаті в сторони і вгору. У міру збільшення зовнішнього навантаження відбувається 
«змикання» зони пластичних деформацій в масиві ґрунту на деякій відстані над 
лопаттю палі (мал. 3.9). Такий механізм розвитку дотичних напруг τyz пояснює ефект 
зриву палі, що спостерігається в експериментах вже при осіданнях 15 - 20 мм. 
3.3.2. Результати чисельного дослідження роботи дволопатевих паль Виконані 
дослідження MIDAS GTS NX дозволили встановити напружено-деформований стан 
71 
 
ґрунтового середовища навколо палі, а також механізм руйнування ґрунту при 
відстані між лопатями S/D=2. На мал. 3.10 наведено графік "навантаження - 
осідання", побудований за результатами розрахунку в ПК Midas. За критерій, за яким 
проводилася оцінка величини несучої здатності, приймалося осідання палі, що  
дорівняє 30 мм (як і при натурних випробуваннях). Несуча здатність палі склала 58 
кН. 
 
Мал. 3.10 – Графік залежності «осідання-навантаження» (рішення МКЕ) для 
дволопатевої палі. 
Розподіл переміщень і напруг підтверджується експериментальними 
дослідженнями з вивчення характеру роботи гвинтових дволопатевих паль у  
зв’язних глинистих ґрунтах і викладених у розділі 2. На мал. 3.11а представлений 
розподіл переміщень в ґрунтовому масиві для дволопатевої палі за результатами 
чисельного розрахунку. Формування вертикальних переміщень відбувається 
безпосередньо за зовнішнім контуром «ґрунтового циліндра» та під нижньою 
лопаттю палі, що підтверджується раніше виконаними чисельними дослідженнями з 
вивчення роботи багатолопатевих гвинтових паль у  зв’язних глинистих ґрунтах . На 
мал. 3.11 б представлено картину розподілу дотичних напруг ��yz. В результаті 
чисельних експериментів з вивчення процесів, що відбуваються в основі при 
збільшенні вдавлюючого навантаження (покроковий додаток навантаження), 
встановлено, що переміщення частинок в околиці нижньої лопаті гвинтової 
дволопатевої палі спрямоване переважно в сторони і вниз, що виключає «змикання» 
ґрунтів над нижньою лопаттю палі. Тому різка втрата несучої здатності (ефект зриву) 
ґрунту в основі нижньої лопаті не характерна для дволопатевих гвинтових паль, на 
відміну від паль, що мають одну лопать. З характеру розподілу горизонтальних 
переміщень Uy (мал. 3.12) випливає, що глинистий ґрунт, укладений між лопатями 
72 
 
гвинтової дволопатевої палі, при її навантаженні працює як єдиний цільний елемент, 
спільно з її стовбуром (горизонтальні переміщення всередині ґрунтового циліндра 
практично рівні нулю Uy=0). 
 
 
  
Мал. 3.11 – Графічне подання розподілу: Мал. 3.12 – Характер розподілу 
a – вертикальних переміщень; б) горизонтальних переміщень у 
дотикових напружень навколо гвинтової навколопальовому ґрунті. 
дволопатевої палі. 
 
 
3.4. Порівняльна оцінка методів визначення несучої здатності. 
На мал. 3.13 представлені графіки «навантаження - осідання», отримані в 
результаті розрахунку МКЕ і приведені до єдиного масштабу, в порівнянні з 
польовими випробуваннями паль. Несучу здатність гвинтових паль за графіком, 
побудованим за результатами розрахунку, визначали при значенні вертикального 
переміщення в 30 мм, так як гвинтові палі, що влаштовуються, переважно 
використовуються для будівель з металевим каркасом. Так, за результатами 
статичних випробувань несуча здатність дволопатевої і однолопатевої гвинтової 
палі Fd склала 64 кН і 48 кН, а за результатами моделювання 58 і 43 кН відповідно 
[52]. Зіставлення показало, що ПК Midas можна застосовувати для визначення 
несучої здатності гвинтових паль (залежно від прийнятого критерію) з точністю 10 
– 17% у  зв’язних глинистих ґрунтах.  
73 
 
 
Мал. 3.13 – Розрахунковий графік МКЕ (1) та графік статичного випробування (2) 
для дволопатевої палі. 
 
Висновки до розділу 3 
1. Чисельне моделювання в програмному комплексі Midas GTS NX є ефективним 
інструментом для прогнозування несучої здатності гвинтових паль. 
2. Аналіз полів дотичних напружень і вертикальних переміщень підтверджує 
механізм вичерпання несучої здатності ґрунту та дозволяє виділити три 
складові загального опору: опір стовбура палі, опір ґрунту між лопатями та 
опір нижньої лопаті. 
3. Реалістичний прогноз осідань і несучої здатності досягається при 
використанні моделі зміцнюваного ґрунту (модифікованої моделі Мора–
Кулона). Зіставлення теоретичних та експериментальних результатів 
показало: 
o для дволопатевих паль розбіжність у визначенні несучої здатності в 
глинистих зв’язних ґрунтах не перевищує 17%; 
o розрахункові криві для дволопатевих паль не демонструють ознак 
«зриву» до осідань 40–45 мм, що узгоджується з експериментами; 
o для однолопатевих паль при осіданнях 20–25 мм спостерігається різке 
зростання деформацій, яке відтворює зафіксований у дослідах «зрив» 
палі. 
 
  
74 
 
РОЗДІЛ 4. ОЦІНКА ЕФЕКТИВНОСТІ ДОСЛІДЖЕНЬ І ТЕХНІЧНЕ 
ОБҐРУНТУВАННЯ РІШЕНЬ 
4.1. Застосування методу розрахунку осідання гвинтових паль у зв’язних 
ґрунтах 
За результатами експериментальних досліджень [49, 51, 52] підтверджено, що 
глинистий ґрунт (1), укладений між лопатями (2,3) гвинтової дволопатевої палі при 
її навантаженні набуває форми «ґрунтового циліндра» (4) і починає працювати як 
єдиний цільний елемент спільно з її стовбуром (5) (мал. 4.1). Найбільш якісно 
«ґрунтовий циліндр» формується у паль із відстанню L = 2,0–2,5 D [52]. Наявність 
«ґрунтового циліндра» (4) призводить до збільшення площі бічної поверхні 
гвинтової дволопатевої палі на ділянці між лопатями та підвищення її несучої 
здатності Fd в цілому. Зовнішнє навантаження N, що діє на гвинтову дволопатеву 
палю, сприймається навколишнім ґрунтом через опір ґрунту f на контакті з бічною 
поверхнею «ґрунтового циліндра» і через опір ґрунту R під нижньою лопаттю палі. 
Опір ґрунту f по бічній поверхні сталевого гладкого стовбура (5) гвинтової палі (на 
ділянці стовбура вище другої лопаті) може не враховуватися, так як частка цього 
навантаження д ля паль завдовжки до 3 м у глинистому ґрунті не перевищує 5–10% 
від її загальної несучої здатності Fd [31]. Вищевикладене дає основу вважати, що 
схема взаємодії гвинтових дволопатевих паль з глинистим ґрунтом основи не 
відрізняється суттєво від схеми взаємодії висячих паль, що дозволяє 
використовувати відомі теоретичні положення для вдосконалення методу 
розрахунку їхнього осідання. Більшість практичних методів розрахунку осідання 
паль базуються на вирішенні теорії пружності про зосереджену силу, яку прикладену 
всередині однорідного ізотропного напівпростору (завдання Р. Міндліна, 1950). 
Питаннями визначення осідань одиночних паль на основі рішення Р. Міндліна в різні 
часи займалися вітчизняні та закордонні вчені. Однак ці методи складні для 
практичного використання, оскільки відрізняються громіздкістю обчислень. 
75 
 
 
Мал. 4.1 – Схема взаємодії гвинтової дволопатевої палі з глинистим ґрунтом: 1-
глинистий ґрунт; 2,3 – відповідно, верхня та нижня лопаті гвинтової дволопатевої 
палі; 4-бічна поверхня «ґрунтового циліндра» (зовнішній контур); 5 - стовбур 
гвинтової палі; L – відстань між лопатями; N – зовнішнє вдавлююче навантаження 
на палю; f – опір (тертя) ґрунту по бічній поверхні «ґрунтового циліндра»; R - опір 
ґрунту під нижньою лопаттю; D – діаметр лопаті. 
Методика розрахунку осідання одиночної палі у строгій постановці з 
урахуванням можливості її прослизання в ґрунті розроблена Федоровським В.Г. та 
докладно описана в роботі [65]. 
 З даного методу вченими в роботі [9] розроблено білінійну модель розрахунку 
осідання буронабивної палі.. Однак, використання існуючих «лінійних» рішень при 
визначенні осідання одиночної гвинтової дволопатевої палі, що занурюється в ґрунт 
на глибину не більше 1,5–3,0 м у діапазоні зовнішніх навантажень на палю N=(0,5- 
0,8)·Fd може призвести до істотних розбіжностей (до декількох разів) з фактично 
виміряною величиною осідання. Це пояснюється тим, що при зростанні зовнішнього 
навантаження N, залежність між осіданням і навантаженням S=f(N) для гвинтових 
дволопатевих паль стає істотно нелінійною. У країв нижньої лопаті гвинтової палі 
відбувається інтенсивний розвиток зон зсувних деформацій. Тому для розробки 
методів розрахунку осідання гвинтової дволопатевої палі необхідно застосування 
рішень, що відображають реальний (нелінійний) характер її роботи в глинистому 
ґрунті. Для визначення теоретичної залежності осідання гвинтової дволопатевої палі 
від зовнішнього навантаження S=f(N) скористаємося пропозицією Далматова Б.І. та 
Лапшина Ф.К., основаній на вивченні роздільної роботи нижнього кінця та бічної 
поверхні висячих (забивних) паль у глинистому ґрунті [18]. На першому етапі 
навантаження гвинтової дволопатевої палі (до навантаження N1) зовнішнє 
76 
 
навантаження N перерозподіляється між бічною поверхнею ґрунтового циліндра і 
нижньою лопаттю. Перший етап навантаження характеризується рівномірним 
(лінійним) зростанням осідань S і завершується деякою величиною осідання S1, після 
досягнення якої відбувається зріз ґрунту по бічній поверхні ґрунтового циліндра 
(мал. 4.2). На пропозицію Далматова Б.І. та ін, осідання палі, сформоване в момент 
повної реалізації опору ґрунту (тертя) з його бічної поверхні f, називається 
«зсувним». Зовнішнє навантаження N1, що відповідає закінченню лінійної 
залежності на графіку осідань S=f(N), становить: N1=Nf +NR , (4.1) де Nf – частина 
зовнішнього навантаження, що передається на навколопальовий масив ґрунту 
бічною поверхнею «ґрунтового циліндра», кН; NR - те ж, що передається на ґрунт 
основи нижньою лопаттю гвинтової дволопатевої палі на етапі закінчення лінійної 
залежності осідання S=f(N) (у момент повної реалізації опору ґрунту по бічній 
поверхні «ґрунтового циліндра»), кН. 
 
Мал. 4.2 – Схема навантаження гвинтової дволопатевої палі у глинистому ґрунті. 
При збільшенні зовнішнього навантаження N (N > N1) починає відбуватися 
прослизання (зріз) ґрунту вздовж бічної поверхні «ґрунтового циліндра». З цього 
моменту настає другий етап навантаження гвинтової дволопатевої палі, на якому 
повністю проявляється робота нижньої лопаті в ґрунті. У цьому графік S=f(N) має 
нелінійну залежність. Другий етап навантаження (роботи) гвинтової дволопатевої 
палі завершується при досягненні зовнішнього навантаження N2, яка відповідає 
повному вичерпанню несучої здатності палі по ґрунту і нестабілізованого 
(провального) осідання S2. Навантаження N2, відповідно до умови роботи гвинтової 
дволопатевої палі в глинистому ґрунті, складе (мал. 4.2):  
                                                    N2= N1+(Nn - NR),                              (4.2) 
77 
 
де N2 - зовнішнє навантаження, що відповідає повному вичерпанню несучої 
здатності ґрунту основи гвинтової дволопатевої палі і нестабілізованого 
(провального) її осідання S2, КН; 
N1, NR - те, що і в (4.1), кН; Nn - частина зовнішнього навантаження, що передається 
на ґрунт нижньою лопаттю і відповідній втраті її несучої здатності по ґрунту, кН. 
Навантаження N, що знаходиться на графіку (мал. 4.2) у діапазоні нелінійної 
залежності осідання S=f(N), становить (N1<N<N2).  
                                              N=N1+ΔN,                                           (4.3) 
де N1- те саме, що і у формулі (1), кН; 
ΔN – збільшення навантаження на гвинтову дволопатеву палю з моменту закінчення 
лінійної залежності на графіку осідання S=f(N) (на ділянці від N1 до N2,), кН. 
Кінцеве осідання гвинтової дволопатевої палі S при заданому навантаженні N 
дорівнює сумі осідань S1 і ΔS (мал. 4.2): 
                                                        S = S1 + ΔS,                                     (4.4) 
де S1 – осідання, сформоване на першому етапі навантаження гвинтової дволопатевої 
палі (за рахунок деформацій ґрунту при зсуві навколо бічної поверхні «ґрунтового 
циліндра» та його ущільнення під нижньою лопаттю), мм; 
ΔS - збільшення осідання гвинтової дволопатевої палі на другому етапі її 
навантаження (за рахунок розвитку деформацій ґрунту в основі нижньої лопаті палі), 
мм. 
Визначається спочатку осідання S1, яку отримує гвинтова дволопатева паля на 
першому етапі навантаження (при N1=Nf+NR). Скористаємось аналітичним методом 
для розрахунку осідання висячої палі, яка знаходиться в лінійно-деформованому 
середовищі. Автори методу вважали, що навантаження палі супроводжувалося 
розвитком переважно зсувних деформацій у навколопальовому масиві ґрунту. 
Деформації ґрунту навколо палі мовно приймали у вигляді концентричних 
циліндрів, на гранях яких діють дотичні напруги (τ, τ0, τm). Формула для визначення 
осідання палі w, яка обумовлена дією дотичних напруг (τ, τo, τm), вздовж її бічної 
поверхні має вигляд: 
                                                                       (4.5) 
де r – горизонтальна відстань від вертикальної осі палі z до будь-якої межі в межах 
лінійно-деформованої області навколопальового масиву ґрунту, м; 
���� - горизонтальна відстань від вертикальної осі палі z до області, де дотичною 
напругою в масиві навколишнього ґрунту можна знехтувати (���� = 0), м; 
��0 – радіус лопаті палі, м; 
��0 - дотичні напруги, що діють на бічній поверхні «ґрунтового циліндра», кПа; 
78 
 
G – модуль зсуву ґрунту, кПа. 
Формула (4.5) базується на положенні, що вертикальні переміщення ґрунту 
навколо палі практично не змінюються по глибині, а при віддаленні від палі вони 
згасають. Слід зазначити, що запропонована схема деформування ґрунту навколо 
одиночної палі при її навантаженні вперше була описана Барвашовим В.А. [6], який 
назвав її "телескопічний зсув". Барвашовим В.А. також було встановлено, що 
горизонтальні переміщення ґрунту навколо палі дуже малі порівняно з 
вертикальними (трохи більше 2-5% величини вертикальних переміщень) [6]. 
Розглянемо використання вищезазначеного методу Randolph M.F. та ін до 
розрахунку осідання гвинтової дволопатевої палі в глинистому ґрунті на першому 
етапі її навантаження. Для цього згідно (1) приймемо розрахункову схему (рис. 3) на 
дію зовнішнього навантаження N1. При цьому вважаємо, що осідання S1 відбувається 
одночасно від навантаження Nf (за рахунок зсуву ґрунту по бічній поверхні 
«ґрунтового циліндра» - Sf) і від навантаження NR (за рахунок ущільнення ґрунту в 
основі нижньої лопаті - SR). Приймаючи, що значення осідань рівні між собою (з 
умови нерозривності) маємо: 
                                                   S1 = Sf = SR                                 (4.5a) 
Для визначення осідання Sf замінимо дію навантаження Nf (частини 
навантаження від N1) дотичними напругами τ0, рівномірно розподіленими по бічній 
поверхні ґрунтового циліндра (мал. 4.3): 
                                                          τ0=����/(2����0��),             (4.6) 
де ��0 – радіус «ґрунтового циліндра» (нижньої лопаті) гвинтової дволопатевої палі, 
м; 
L – висота «ґрунтового циліндра» (відстань між лопатями), м; 
Nf – те саме, що у формулі (4.1). 
Відповідно до [108] вертикальне переміщення w у рівнянні (4.5) формується 
за рахунок дотичних напруг τ, що діють у навколопальовому масиві ґрунту аж до 
деякої відстані rm, де вертикальні переміщення дорівнюють w = 0 (мал. 4.3). У методі 
запропоновано таку залежність для визначення rm: 
                                                                    ���� ≈2,5∙��,                        (4.7) 
де L – глибина занурення палі. 
Враховуючи це можна вважати, що для гвинтової палі малого діаметра дана 
відстань дорівнюватиме висоті «ґрунтового циліндра» L, так як тертям по бічній 
поверхні стовбура в  зв’язних глинистих ґрунтах можна знехтувати [31]. 
Підставляючи у формулу (5) вирази (6) з урахуванням формули (7) і 
приймаючи w=Sf отримаємо вираз для визначення осідання гвинтової дволопатевої 
79 
 
палі в глинистому ґрунті напівтвердої консистенції та L=4r0 на першому етапі її 
навантаження (закінчення лінійної залежності на графіку осідання палі): 
                                                           ���� = 1,15∙����/������,          (4.8) 
де �� – те саме, що й у рівнянні (4.6). 
У формулу (4.8) входить модуль зсуву G, який залежить від діючих дотичних 
напруг τ0, розподілених по бічній поверхні "ґрунтового циліндра". 
Характеристика початкового модуля зсуву ґрунту для лінійної ділянки роботи 
палі може бути встановлена за співвідношенням теорії пружності: 
                                                            ��=��0/(2∙(1+��)) ,                          (4.8 a) 
де E0 - модуль деформації ґрунту, встановлений за результатами штампових 
випробувань у діапазоні лінійної залежності графіка S=f(p); μ – коефіцієнт Пуассона 
ґрунту. 
Навантаження Nf (частина зовнішнього навантаження N1), яка відповідає 
настанню граничного стану ґрунту на ділянці його контакту з бічної поверхні 
«ґрунтового циліндра», визначаємо з виразу (6), підставивши замість значення τ0 
τmax: 
                                                           ���� =2��∙��0∙��∙ ��������,                     (4.9) 
де ��, τmax – те саме, що й у рівняннях (6) та (8а). 
Дотичні напруги τmax можуть бути визначені з умови міцності Кулона-Мора: 
 
                                                         ��=��������=��tg��1+��1 ,                    (4.10) 
де �� - нормальна напруга, що діє по бічній поверхні «ґрунтового циліндра» 
(горизонтальна складова напруги від власної ваги ґрунту), кПа; 
��1 і ��1 - відповідно розрахункові значення кута внутрішнього тертя та питомого 
зчеплення ґрунту на ділянці його контакту з бічною поверхнею «ґрунтового 
циліндра»). 
Навантаження NR (частина зовнішнього навантаження N1) може бути визначено за 
загальновідомою формулою Єгорова-Шлейхера для жорсткого круглого штампу [9]: 
                                                ���� =����∙(1−��)/4·��·��0 ,                      (4.10а) 
де прийняті позначення ті самі, що у формулах (5), (6), (8a). 
У разі рівності осідань «ґрунтового циліндра» (Sf) та осідання нижньої лопаті 
(SR) та гвинтової дволопатевої палі в цілому (S1) у момент застосування зовнішнього 
навантаження N1 значення NR, при Sf = SR = S1 складе: 
                                        NR = 4��∙��0∙����/(1−μ),                   (4.11) 
де прийняті позначення ті самі, що у формулах (4.1), (4.5а), (4.8a). 
Таким чином, отримані формули для розрахунку осідання S1 і зовнішнього 
навантаження N1 гвинтової дволопатевої палі на першому етапі її навантаження 
80 
 
(ділянка лінійної залежності осідання від зовнішнього навантаження, що 
прикладається). 
Визначаємо тепер збільшення осідання гвинтової дволопатевої палі ΔS у виразі (4) 
на другому етапі її навантаження (при N>N1). 
Приймаємо, що після досягнення осідання палі S1 при відповідному 
навантаженні N1 збільшення осідання ∆S відбувається тільки за рахунок роботи 
ґрунту під нижньою лопаттю палі. Для визначення ∆S необхідно враховувати 
нелінійну залежність між осіданням палі та навантаженням. Значення збільшення 
навантаження ∆N, що передається на ґрунт через нижню лопать палі, встановимо з 
умови (4.3), як ∆N=N-N1 (мал. 4.2). Для визначення ∆S від збільшення навантаження 
∆N скористаємося методом Малишева М.В. та Нікітіної Н.С. [32]. Цей метод був 
розроблений для розрахунку осідань фундаментів дрібного закладання в нелінійній 
стадії деформування ґрунту і передбачає гіперболічну залежність між осіданням і 
тиском по їх підошві у вигляді: 
                                              (4.12) 
 де p1 - початковий тиск на ґрунт основи, що відповідає умові початку виникнення 
областей пластичних деформацій, кПа; p2 - тиск, що відповідає вичерпанню несучої 
здатності основи, кПа; S- - осідання фундаменту при тиску p1; p – аналізований тиск 
по підошві фундаменту, при якому визначається осідання S.  
 
Мал. 4.3 – Розрахункова схема до визначення осідання гвинтової дволопатевої палі 
S1 на першому етапі навантаження: r – горизонтальна відстань від вертикальної осі 
палі z до будь-якої межі в межах лінійно-деформованої області навколопальового 
масиву ґрунту, м; ���� - горизонтальна відстань від вертикальної осі палі z до області, 
де дотичною напругою τ можна знехтувати (τ = 0), м; ��0 – радіус лопаті палі, м; ��0 - 
дотичні напруги, що діють на бічній поверхні «ґрунтового циліндра», кПа; τ – те 
саме, що діють з відривом r (чи rm) від осі палі z, кПа; S1 – осідання гвинтової 
81 
 
дволопатевої палі від навантаження N1, мм; Sf і SR – відповідно осідання за рахунок 
зсуву ґрунту по бічній поверхні «ґрунтового циліндра» та за рахунок ущільнення 
ґрунту в основі нижньої лопаті (SR=Sf=S1), мм. Перетворимо формулу (4.12), 
замінивши тиски p, p1, p2, діючих по підошві фундаменту, значення навантажень, що 
передаються через нижню лопать в кінці першого (N1) і другого (N2) етапів 
навантаження (роботи) гвинтової дволопатевої палі. Замінимо тиск p значенням 
навантаження ∆N. Замість тиску p1 підставимо значення навантаження NR, що 
передається на ґрунт основи через нижню лопать палі (у момент досягнення 
загального навантаження N1=Nf + NR). Замінимо тиск p2 значенням навантаження Nn, 
що відповідає вичерпанню несучої здатності основи нижньої лопаті палі при 
зовнішньому навантаженні N2 (мал. 4.2). Навантаження NR встановлюється за 
умовою (4.11), а навантаження Nn відповідно до ДСТУ. Виконавши заміну p, p1, p2 в 
рівнянні (4.12) на ∆N, NR, Nn відповідно і після нескладних перетворень отримаємо 
формулу для визначення приросту осідання ∆S, викликаної дією навантаження 
∆N=N-N1 в діапазоні значень N1<N<N2 (мал. 4.2) 
                                                     (4.13) 
де, прийняті позначення ті самі, що у формулах (4.1)-(4.3) і (4.8). 
Кінцеве осідання S гвинтової дволопатевої палі від дії зовнішнього навантаження N 
з урахуванням (4.4) визначимо як: 
     S =��1+Δ��=��1+ ��1 [Δ��(����−����)−(Δ��−����)·���� ]/[����(����−Δ��)]           (4.14) 
 
Таким чином, отримана формула (4.14) дозволяє прогнозувати кінцеві 
осідання гвинтових дволопатевих паль у  зв’язних глинистих ґрунтах. Вона 
складається з двох доданків. Перший доданок враховує лінійну роботу глинистого 
ґрунту і дозволяє визначати осідання палі, сформовану на першому етапі її 
навантаження. Друге – враховує нелінійну роботу глинистого ґрунту та дає 
можливість визначати осідання палі на другому етапі її навантаження. 
Для оцінки достовірності запропонованого методу розрахунку осідання 
гвинтових дволопатевих паль були виконані польові експериментальні дослідження 
їхньої роботи [49, 51, 52]. У дослідах використовувалися гвинтові дволопатеві 
металеві палі з діаметрами стовбура 0,108 м і лопатей 0,3 м. Відстань між лопатями 
L складала два діаметри лопаті (L = 2,0 D). Палі поринали в ґрунт на глибину 2,0 м. 
Дослідження проводилися на дослідному майданчику, складеному глинистим 
ґрунтом - глиною переважно напівтвердої консистенції. З урахуванням даних про 
ґрунтові умови дослідного майданчика, даних про конструктивні та геометричні 
параметри гвинтових дволопатевих паль були виконані розрахунки їх кінцевих 
82 
 
осідань з використанням формули (4.14) та побудовані відповідні графічні 
залежності. Дані експериментів порівнювалися з результатами розрахунків (мал. 
4.4). Було встановлено, що в діапазоні навантажень N=(0,4-0,8)N2 на гвинтові 
дволопатеві палі значення експериментальних та розрахункових осідань 
відрізняються в межах 20-30%. 
 
Мал. 4.4 – Залежність осідання гвинтової дволопатевої палі S від зовнішнього 
навантаження N у глинистому ґрунті: 1 – за даними експерименту, 2 – дані 
розрахунку за пропонованим методом. 
4.2. Аналіз рекомендацій щодо розрахунку осідання та проведення розрахунку 
Розрахунок осідання гвинтової дволопатевої палі в глинистому ґрунті 
рекомендується виконувати в наступній послідовності: 
1. Складається розрахункова схема до визначення осідання гвинтової дволопатевої 
палі. 
2. Осідання гвинтової дволопатевої палі S1 на першому етапі навантаження 
(відповідна до повної реалізації сил тертя по бічній поверхні ґрунтового циліндра) 
визначається за формулою: 
                                                    ��1 =���� = ����= 1,15∙����/������,                        (1) 
де ���� - частина зовнішнього навантаження, що сприймається бічною поверхнею 
"ґрунтового циліндра" в момент вичерпання її несучої здатності, кН; 
G – початковий модуль зсуву ґрунту, кПа; 
L – відстань між лопатями, м; 
1,15 - безрозмірний коефіцієнт при L = 4����, де ���� - радіус лопаті палі, м. 
Для цього: 
3. Визначається початковий модуль зсуву ґрунту G: 
83 
 
                                                              ��=Е2·(1+��) ,                                    (2) 
де Е - штамповий модуль деформації, μ - коефіцієнт Пуассона. 
4. Визначається значення навантаження Nf, що відповідає вичерпанню несучої 
здатності по бічній поверхні ґрунтового циліндра: 
                                                      ���� =2��∙��0∙��∙ ��������,                                   (3) 
де τmax – макс. значення дотичних напруг, кПа  
L, r0 – те саме , що і у формулі (1) 
5. За формулою (1) визначаємо осідання S1. 
6. Визначається навантаження ���� в основі нижньої лопаті в момент вичерпання 
несучої здатності по бічній поверхні ґрунтового циліндра: 
                                              ����= 4�� ∙ ��0 ∙ ���� /(1 − μ),                                (4) 
де ��, ��0, μ - те саме, що і в формулах (1) і (2); ���� = ��1 = ���� м. 
7. Визначається навантаження N1 при досягненні осідання ��1, що відповідає 
закінченню лінійної залежності на графіку осідань S=f(N): 
                                                 N1 = ����+ ����,                                          (5) 
де ���� - те ж, що і у формулі (1); NR - частина навантаження, що передається на ґрунт 
підстави нижньою лопаттю гвинтової дволопатевої палі на етапі закінчення лінійної 
залежності S = f (N), кН. 
8. Обчислюється навантаження Nn, що відповідає втраті несучої здатності ґрунту в 
основі нижньої лопаті палі: 
 
= (2,88 ∙ 18,6 ∙ 0,6 + 6,40 ∙ 18,6 ∙ 2,0 + 14,84 ∙ 31) ∙ 0,071 = 51,6 кН, 
9. За формулою (6) знаходимо збільшення навантаження ΔN (навантаження 
сприймається тільки через нижню лопать гвинтової палі): 
                                                            ΔN= N-N1,                                (6) 
де N1- те саме, що і у формулі (1), кН; 
N – діюче навантаження на палю (на ділянці від N1 до N2,), кН. 
10. Визначається збільшення осідання ΔS на другому етапі навантаження гвинтової 
палі: 
      ΔS= ��1  ∙[Δ��(����−����)−(Δ��−����)·����]/[����(����−Δ��)],         (7) 
де ���� і ��1, Nn , ΔN – те саме, що й у формулах (1) – (6); 
 
11. Кінцеве осідання S одиночної гвинтової дволопатевої палі: 
S =��1+Δ��= ��1 + ��1 [Δ��(����−����)−(Δ��−����)·����]/[����(����−ΔN] 
де прийняті позначення ті самі, що у формулах (1), (5), (6) 
12. Перевіряється виконання умови щодо деформацій 
84 
 
                                              S≤ �������� ,                                                    (9) 
де �������� - гранично допустиме значення осідання палі 
Практичний приклад розрахунку. Потрібно визначити розрахункове осідання 
S гвинтової дволопатевої металевої палі в глинистому ґрунті за результатами її 
загвинчування (занурення) та матеріалами інженерно-геологічних вишукувань. 
Початкові дані. Діаметр стовбура d гвинтової палі становить d = 0,108 м, діаметр 
лопатей D = 0,3 м, влаштованих з кроком L = 0,6 м (мал. 4.5). Загальна довжина палі 
H становить H = 2,5 м, глибина її занурення в ґрунт z = 2,0 м. 
 
Мал. 4.5 – Розрахункова схема до визначення кінцевого осідання гвинтової 
дволопатевої палі S. 
Ґрунтові умови будівельного майданчика представлені однорідним 
елювіальним суглинком напівтвердої консистенції до глибини 12,0 м. За даними 
експериментальних досліджень суглинок характеризується такими фізико-
механічними характеристиками: щільність ґрунту I=1,86 г/см3; кут внутрішнього 
тертя φI=20°; питоме зчеплення cI=0,031МПа; модуль деформації ґрунту E, 
встановлений за результатами штампових випробувань Е = 11 МПа (в інтервалі 
тисків p = 0,0 ... 0,1 МПа); число пластичності ґрунту Ip=0,14; показник плинності 
IL=0,08. Зовнішнє навантаження N, що діє на гвинтову дволопатеву палю, становить 
65 кН. 
1. Складаємо розрахункову схему до визначення осідання гвинтової дволопатевої 
палі. 
85 
 
2. Запишемо вираз для визначення осідання гвинтової дволопатевої палі S1 на 
першому етапі навантаження (відповідна до повної реалізації сил тертя по бічній 
поверхні ґрунтового циліндра): 
S1 = SR = Sf = 1,15 ∙Nf/πLG, 
Для цього: 
3. Встановимо з умови (2) модуль зсуву G: 
��0 =Е/(2·(1+μ))=11 000/(2(1+0,15))= 4780 кПа, 
де μ = 0,15 - коефіцієнт Пуассона, який приймається за рекомендаціями [82]. 
4. За формулою (3) визначаємо навантаження на гвинтову дволопатеву палю Nf 
(частина зовнішнього навантаження N1), що передається на навколопальовий масив 
ґрунту бічною поверхнею «ґрунтового циліндра» 
���� = 2�� ∙ ��0 ∙ �� ∙ �������� =6,28·0,15·0,6·38,96 =22кН. 
При цьому значення τmax знаходимо заздалегідь, використовуючи умову міцності 
Кулона-Мора: 
 
де σ=K0·σzq – нормальна напруга, що діє по бічній поверхні «ґрунтового циліндра» 
(горизонтальна складова напруги від власної ваги ґрунту), кПа; 
K0 – коефіцієнт бічного тиску глинистого ґрунту, приймаємо для напівтвердого 
суглинку рівним 0,7 відповідно до [69]. 
5. Підставляючи у формулу (1) значення модуль зсуву G та значення навантаження 
Nf обчислимо осідання ��1 
��1 = 1,15 ∙���� ������= 1,15 ∙ 22/(0,6 м · 3,14 · 4780)= 0,002 м = 0,2 см 
6. З умови (4) визначаємо значення NR: 
���� = 4�� ∙ ��0 ∙ ���� /(1 − μ) = 4 · 7440 · 0,15 · 0,002/0,85 = 6,7 кН 
7. Визначаємо за умовою (5) зовнішнє навантаження N1, яке відповідає закінченню 
першого етапу навантаження гвинтової дволопатевої палі:  
N1 = Nf+NR = 22 +6,7 = 28,7 кН. 
8. Обчислюємо навантаження Nn, що відповідає втраті несучої здатності ґрунту в 
основі нижньої лопаті палі:  
 
= (2,88 ∙ 18,6 ∙ 0,6 + 6,40 ∙ 18,6 ∙ 2,0 + 14,84 ∙ 31) ∙ 0,071 = 51,6 кН. 
 9. За формулою (6) визначаємо збільшення навантаження ΔN: 
ΔN= N- N1 =65,0 кН-28,7 кН=36,3 кН 
10. За формулою (7) знаходимо значення збільшення осідання ΔS, яке складе: 
 
86 
 
11. Кінцеве осідання S гвинтової дволопатевої палі від дії зовнішнього навантаження 
N=65 кН визначимо з рівняння (8): 
S = ��1 + Δ�� = 0,2 см + 2,8 см = 3,0 см 
12. Перевіряємо виконання умови (9) за деформаціями 3 см ≤ 3 см, (9) 
де �������� - гранично допустиме значення осідання палі (для будівель з металевим 
каркасом приймаємо �������� =3,0 см ) 
Умова деформацій виконується. 
Таким чином, кінцеве осідання гвинтової дволопатевої палі, яке встановлена 
розрахунком у ґрунтових умовах, складе S = 3,0 см. 
 
4.3. Приклади застосування методик у практиці 
Результати проаналізовані під час розробки проектної документації на 
наступних об'єктах: будівництві комплексу збірно-розбірних ангарів логістичного 
центру у Казахстані (2016 р.). 
- будівництві тепличного комплексу «АгроПарк» у (2015 р.);  
На об'єкті: «Комплекс збірно-розбірних ангарів логістичного центру», 
розташованого за 200 м на південь від індивідуальної житлової забудови «Терема» 
при розробці технічних рішень були використані результати досліджень. У 
геологічній будові майданчик проектованих будівель представлений такими 
ґрунтами: делювіальна четвертинна глина (ІГЕ-1) твердої консистенції, коричневого 
кольору, непросадочна, ненабухаюча. Залягає із поверхні до глибини 2,5 – 3,0 м; - 
Глина неогенова (ІГЕ-2), строката, тверда, легка піщаниста. Залягає з глибини 2,5 - 
3,0 м. Потужність шару свердловинами, пройденими до глибини 8,0 м, остаточно не 
виявлено. 
Установлений рівень ґрунтових вод зафіксовано на глибині 4,0 м. За ступенем 
агресивності підземних вод до сталевих конструкцій – слабкий ступінь. Фізико-
механічні нормативні характеристики ґрунтів наведені у таблиці 4.1 [60] 
 
  
87 
 
Таблиця 4.1 - Нормативні характеристики ґрунтів 
ІГЕ-1, 
Глина делювіальна, ІГЕ-2 
№ ІГЕ тверда. Глина неогенова, 
тверда 
Щільність ґрунту ρ, г/см3 1,93 1,91 
Щільність частинок ґрунту ρs, г/см3 2,71 2,73 
Щільність сухого ґрунту ρd, г/см3 1,57 1,59 
Природна вологість w, д. 0,22 0,20 
 Коефіцієнт пористості e, д. 0,729 0,717 
К оефіцієнт водонасичення Sr, д.од. 0,831 0,762 
К ут внутрішнього тертя φ, град. 21 22 
П итоме зчеплення с, МПа 0,045 0,057 
Модуль загальної деформації Е, МПа 16 21 
Комплекс збірно-розбірних ангарів включає шість об'єктів, розмір кожної 
будівлі в плані 24х72 м. Ангар являє собою одноповерховий, двопролітний будинок 
з металевого каркасу. План колон та розріз будівлі, а також вузли представлені у 
додатку В. Схема розрахункових навантажень для найбільш навантаженої колони 
каркасу наведена на мал. 4.6. 
 
Мал. 4.6 – Схема навантажень на колону будівлі: N=60 кН, Qx=±1,5кН, Qy==±1,2 
кН; Мх = 0 кН, Му = 0 кН 
На основі виконаних досліджень та розрахунків були підібрані необхідні 
геометричні параметри гвинтових дволопатевих паль (довжина, діаметр лопатей). 
Основою гвинтових паль є неогенова глина твердої консистенції (ІГЕ-1). 
Розрахункові параметри гвинтових дволопатевих паль зведені у таблиці 4.2. 
Гвинтові палі з'єднувалися з колонами через анкерні болти, встановлені на опорній 
пластині, привареній до палі. Схема пальового поля та вузол з'єднання гвинтової палі 
з колоною будівлі наведено у додатку. Кількість запроектованих паль під будівлю 
ангару – 53 шт. Загальна кількість встановлених гвинтових паль 324 шт. На мал. 4.7-
4.9 представлено послідовність робіт із влаштування фундаментів на даному об'єкті. 
На мал. 4.10 – загальний вигляд каркасу будівлі збірно-розбірної будівлі.  
88 
 
 
Мал. 4.7 – Встановлення гвинтових дволопатевих паль у проектне положення 
Таблиця 4.2 – Геометричні та фізичні параметри гвинтових паль 
№ п/п Параметри паль Значення 
1 Глибина занурення палі  2, м 
2 Діаметр стовбура та лопаті  відповідно d=0,108м, D=0,3м 
3 Відстань між лопатями  2D = 0,6м 
4 Товщина лопаті та стовбур а палі 6мм и 4мм 
  
 
Мал. 4.8 – Монтаж сталевих ростверків 
                           
Мал. 4.9 – Вузли з'єднання палі з колоною  
89 
 
 
Мал. 4.10 – Загальний вигляд несучого каркасу збірно-розбірного будинку 
У 2015 р. був розроблений проект фундаментів із гвинтових дволопатевих 
паль для тепличного комплексу «АгроПарк». Тепличний комплекс з виробництва 
плодоовочевої продукції складається з блоку зимових теплиць, площею 11,13 га та 
виробничих, складських, адміністративно-побутових швидкобудівельних будівель 
та споруд. План тепличного комплексу наведено у додатку Г. 
Блоки теплиць є одноповерховими будинками каркасного типу зі сталевого 
оцинкованого профілю зі світлопрозорими конструкціями поздовжніх і бічних 
фасадів із стільникового поліркарбонату. Конструктивна система каркасу теплиць – 
рамно-зв'язкова. У поперечному перерізі каркас є багатопролітною рамою. Схема 
навантажень на колону каркаса наведено на мал. 4.11.  
 
Мал. 4.11 – Схема розрахункових навантажень на колону каркасу блоку теплиць 
Відповідно до технічного звіту з виробництва інженерно-геологічних робіт 
геолого-літологічний розріз до розвіданої свердловинами глибини 19,0 м складений 
суглинками і супісками світло-бурими, палевими і темно бурими переважно твердої 
консистенції, зверху перекритими рослинним. У межах ділянки забудови виділено 4 
90 
 
інженерно-геологічні елементи (ІГЕ). Ґрунти (ІГЕ-2 та ІГЕ-3) відносяться до 
слабопросадочних макропористих ґрунтів, що залягають до глибини 6,0 м. 
Розрахункові характеристики ґрунтів наведені в таблиці 4.3. 
Ґрунтові води, на період досліджень, пройденими виробками до глибини 19,0 м не 
виявлені. 
Таблиця 4.3 – Розрахункові характеристики ґрунту  
 Найменування ґрунту 
 
       
1 Грунто-рослинний шар 
Суглинок світло-бурий твердий з 
прошарками напівтвердого, просадний, 
2  0,02 0,959 1,61 22 0,008 9,3 
макропористий без домішок органічної 
речовини. 
С упісок палева тверда, пилувата, просадна 
3 без домішки органічної речовини <0 0,709 1,72 23 0,012 18 
 
Супісок рудувато-палевий твердий, 
4 опіскований, непросадний без домішок <0 0.599 1.86 21 0.039 33 
органічної речовини 
 У спочатку розробленому проекті приймалися гвинтові палі з однією лопаттю 
зануреною на глибину 4,5 м, діаметром стовбура 0,133 м і діаметром лопаті 0,4 м. 
Несуча спроможність палі, яка підрахована за нормами без врахування тертя по 
бічній поверхні стовбура палі склала 51 кН. Виходячи з умови рівності несучої 
здатності були запропоновані дволопатеві палі з наступними характеристиками: 
довжина палі – 3,5 м, діаметр стовбура 108 мм, діаметр лопатей 400 мм. 
Загальна кількість влаштованих гвинтових паль під будівлі теплиць становила 
3992 шт. За рахунок зменшення геометричних розмірів гвинтових паль вирішено 
завдання підвищення ефективності фундаментних конструкцій. 
Також гвинтові палі застосовані на інших об'єктах тепличного комплексу 
(склад готової продукції, котельня, АБК та ін.). Загальна кількість гвинтових 
дволопатевих паль склала 4312 шт. 
Застосування ефективних конструктивних рішень гвинтових дволопатевих 
паль при будівництві тепличного комплексу дозволило знизити витрати на 
влаштування фундаментів на 4248000 грн. Загальний вигляд несучого каркаса блоку 
зимових теплиць представлений на мал. 4.12 та 4.13. 
Індекс плинності, IL 
 
Коефіцієнт 
пористості, e 
 
Щільність ґрунту, г/см3 
 
Кут внутрішнього 
тертя, φ◦  
 
Питоме зчеплення, С, 
кПа 
Модуль деформації, Е, 
МПа 
 
91 
 
 
 
Мал. 4.12 – Стійки металевого каркаса Мал. 4.13 – Металевий каркас блока 
блока зимових теплиць  зимних теплиць 
4.4. Використання даних крутного моменту для оцінювання несучої здатності 
гвинтових паль 
4.4.1 Методика виміру крутного моменту при влаштуванні гвинтових паль 
 Величина крутного моменту Мкр при вкручуванні палі може бути використана для 
оцінки її несучої здатності по ґрунту, так як між цими величинами існує кореляційна 
залежність, яка відзначена багатьма дослідниками. У вітчизняних будівельних 
нормах відсутні рекомендації з оцінки несучої здатності паль за результатами 
вимірювання величини моменту, що крутить. Проте, там така практика широко 
використовується. Найбільшу популярність оцінки несучої здатності гвинтових паль 
набуло співвідношення: 
Fd = Kt · Mкр , (4.15) 
де Fd – несуча здатність палі, що несе палі по ґрунту, кН; Мкр - крутний момент, 
виміряний на проектній відмітці нижньої лопаті при вкручуванні, кН·м; Kt – 
коефіцієнт пропорційності, який залежить від діаметра стовбура палі. 
Співвідношення (4.15) було встановлено на основі проведення численних 
статичних випробувань гвинтових паль на дослідних майданчиках, складених 
різними ґрунтами. Основною перевагою розрахунку несучої здатності за величиною 
крутного моменту є оперативність та висока достовірність отриманих результатів. 
Встановивши значення коефіцієнта для конструкції гвинтової палі Кt і виконавши 
вимір крутного моменту М, за формулою (4.15) знаходиться величина несучої 
здатності. Тому розробка методики оцінки крутного моменту при вкручуванні є 
важливим практичним завданням. Проаналізована розроблена методика оцінки 
крутного моменту Мкр при влаштуванні гвинтових дволопатевих паль у глинисті 
ґрунти. Експериментальні дослідження проводились у лабораторних умовах на 
моделях гвинтових паль. Методика полягала у наступному. Для вимірювання 
моменту, що крутить, Мкр, що виникає в реальних умовах при загвинчуванні 
металевих паль, проаналізована розроблена конструкція тензодинамометра, яка 
92 
 
виконана зі сталевої труби із зовнішнім діаметром 76 мм і товщиною стінки труби 4 
мм. Тензорезистори наклеювалися на зовнішню поверхню труби під кутом 450 до її 
поздовжньої осі. Для передачі крутного моменту від зовнішнього джерела до 
гвинтової паля через тензодинамометр в останньому виконано по два отвори у 
верхній та нижній частині сталевої труби. Для перетворення деформації, що виникає 
в процесі вкручування, в електричний сигнал використовувалися тензорезистори 
марки ПКБ-10-100ХА. З метою зниження рівня похибки вимірювання, підвищення 
чутливості тензорезисторів, зменшення впливу температурної похибки та 
компенсації деформації вигину, тензорезистори підключалися до вимірювальної 
системи за схемою повного моста. Загальний вигляд тензодинамометра 
представлений мал. 4.14 [30]. Перед проведенням випробувань була виконана оцінка 
чутливості тензодинамометра, яка полягала в розрахунку величини деформації ε1 для 
зміни крутного моменту Мкр в діапазоні від 10 до 1000 Н·м. Відповідно до 
узагальненого закону Гука, деформація, що вимірюється тензорезистором, 
визначається за наступною залежністю: 
��1 = 1/�� (��1 − ����3 ), 
��3= 1/�� (��1 − ����3 ),         (4.16) 
де ��1 та ��3,- перша та третя головні деформації, що вимірюються тензорезисторами, 
Е – модуль пружності матеріалу труби, µ - коефіцієнт Пуасона, ��1, ��3 − найбільша і 
найменша головні напруги.  
 
Мал. 4.14 – Конструкція тензодинамометра: 1 – тензорезистори, які наклеєні під 
кутом 45° до поздовжньої осі; 2 - сполучні дроти; 3 – сталева труба; 4 – отвори, які 
виконані в сталевій трубі для передачі крутного моменту; 5 – гвинтова паля; 6 – отвір 
для з'єднання тензодинамометра з гвинтовою палею. 
При наклейці тензорезистора під кутом 450 до поздовжньої осі, величини 
дотичних і головних напруг ��1, ��3 знаходяться у співвідношенні: 
93 
 
                                           ��1 = τ, ��3 = -τ,                      (4,17) 
Величина дотичних напруг може бути визначена за формулою: 
                                                    �� = ��кр /����,                      (4.18) 
 де ��кр − крутний момент, що діє на палю, Н·м; ���� − полярний момент опору 
перерізу. 
Для перерізу у вигляді труби полярний момент опору визначається за 
наступною залежністю: 
                                               (4.19) 
де D – діаметр труби, t – товщина труби. 
Якщо підставити формулу (4.17) в рівняння (4.16) отримаємо: 
 
Для ізотропного матеріалу залежність між пружними константами виглядає 
наступним чином 
 
Підставивши у вираз (4.20) залежність (4.18) і (4.19), отримаємо: 
 
Значення деформації, яке обчислене за формулою (4.22) для крайнього 
нижнього значення із заданого діапазону зміни моменту, що крутить (Мкр=10 Н·м), 
діаметра труби тензодинамометра D =76 мм і товщини стінки t = 4 мм становить ��1 
= 2,09 е.о.д. Аналіз наведених результатів показує, що при даному конструктивному 
рішенні тензодинамометра рівень сигналу, що реєструється, досить високий. З 
урахуванням підвищення чутливості за рахунок схеми повного моста сигнал 
вимірювальної інформації може бути збільшений у чотири рази. 
Таким чином, прийнята конструкція тензодинамометра для вимірювання 
крутного моменту має досить високу чутливість і забезпечує прийнятну точність 
вимірювань у всьому діапазоні зміни крутного моменту. 
 Для реєстрації електричних сигналів з тензорезисторів використовувалася 
блок-схема вимірювання, що включає тензодинамометр, тензометричний 
підсилювач 8АНЧ-26, аналого-цифровий перетворювач Е140 (мал. 4.15), 
з'єднувальні кабелі, комп'ютер. Деформації тензодинамометра сприймаються 
тензорезисторами і перетворюється на зміну напруги у вимірювальній діагоналі 
мостової схеми. Рівень зміни напруги у вимірювальній діагоналі моста варіюється в 
межах 0,01…10 мВ і тому потребує посилення. Для цього використовується 
94 
 
спеціалізований восьмиканальний тензометричний підсилювач на несучій частоті 
8АНЧ-26. Посилений аналоговий сигнал з підсилювача надходить на вхід АЦП, де 
оцифровується і перетворюється на цифровий код. Результати оцифрування даних 
записуються в пам'ять ПК і можуть бути використані для обробки результатів і 
подальших досліджень. Максимальний рівень сигналу у вимірювальній діагоналі 
мостової схеми виходить при наклейці тензорезисторів під кутом 450 до поздовжньої 
осі труби. При цьому кут між осями установки становить 900. У разі, коли виникає 
відхилення від оптимальних кутів установки тензорезисторів, виникає систематична 
похибка, яка пов'язана зі зниженням рівня деформації, яка сприймається. Для більш 
достовірної оцінки результатів експериментальних досліджень на моделях 
гвинтових паль у лабораторних умовах було проведено градуювання (тарування) 
тензодинамометра. З цією метою було зібрано вимірювальну схему, що відповідає 
умовам загвинчування моделей гвинтових паль у лабораторних умовах. Нижня 
частина тензодинамометра закріплювалася в слюсарних лещатах, через отвори у 
верхній частині тензодинамометра прикладався крутний момент, який створювався 
шляхом прикладання до палі пари сил з плечем L=1,0 м. Крутний момент 
прикладався ступінчасто, на кожному ступені знімалися показання з 
тензодинамометра. За результатами випробувань будувався градуювальний графік 
Мкр=f(∆Uізм.), який дозволяє встановити зв'язок між показаннями тензодинамометра 
і величиною моменту, що крутить, прикладеного до палі при її вгвинчуванні (мал. 
4.16).  
 
 
Мал. 4.15 – Тензометричний Мал. 4.16 – Графік градуювання 
підсилювач 8АНЧ-26 та аналого- тензодинамометра Mкр=f(∆Uізм.): Мкр - 
цифровий перетворювач Е140 крутний момент, Н·м; ∆Uізм - зміна 
напруги на виході вимірювального моста, 
мВ.  
 
 
95 
 
4.4.2. Основні результати вимірювання крутного моменту при влаштуванні 
гвинтових дволопатевих паль у лабораторних умовах 
У процесі установки в лабораторних умовах оцінювалася величина крутного 
моменту для дволопатевих гвинтових паль у процесі загвинчування. Після 
«відпочинку» ці палі піддавалися статичним випробуванням. Загальний вид 
установки для вимірювання крутного моменту в процесі встановлення паль у 
лабораторних умовах зображено на мал. 4.17.  
 
Мал. 4.17 – Загальний вид експериментальної установки для реєстрації крутного 
моменту. 
За результатами лабораторних досліджень побудовані графіки Мкр = f (t), за 
якими встановлювалося значення моменту, що крутить, Мкр в залежності від часу 
установки t дволопатевих паль [30]. На мал. 4.18 представлені графіки (1, 2) 
результатів глинистий ґрунт текучепластичної та напівтвердої консистенції. 
Аналізуючи отримані результати, можна відзначити загальну закономірність зміни 
величини крутного моменту Мкр в процесі пристрою гвинтових дволопатевих паль в 
глинистому ґрунті. На початковому відрізку часу (до t=40 с) відбувається збільшення 
моменту, що крутить, пов'язаного з мобілізацією сил опору ґрунту навколо нижньої 
лопаті. Після занурення нижньої лопаті величина моменту залишається постійною 
протягом приблизно 110 с (t =110 c). При зануренні другої лопаті, починаючи з часу 
t≈160 с, відбувається повторне збільшення моменту, що крутить, Мкр до досягнення 
його максимального значення. Ґрунтуючись на отриманих результатах, можна 
відзначити, що крутний момент Мкр, необхідний для вкручування паль у напівтверді 
ґрунти, в середньому в три рази вище в порівнянні з моментом, що виникає при 
влаштуванні паль у текучепластичний глинистий ґрунт (Мкр =200 Н·м і 65 Н·м 
відповідно). При зануренні другої лопаті в ґрунт текучепластичної та напівтвердої 
консистенції відбувається збільшення крутного моменту на 35 і 50% відповідно. На 
основі лабораторних експериментальних досліджень розроблено методику оцінки 
крутного моменту, що виникає при загвинчуванні гвинтових дволопатевих паль у 
глинистий ґрунт. Методика основана на використанні тензодинамометра 
спеціальної конструкції, патентна новизна якого захищена патентом на корисну 
модель. Результати експериментальних досліджень роботи дволопатевих гвинтових 
96 
 
паль в глинистому ґрунті і дані про крутний момент Мкр, що виникає при їх 
загвинчуванні, можуть бути використані для розробки рекомендацій для оцінки 
несучої здатності гвинтових паль по ґрунту.  
 
Мал. 4.18 – Графік зміни величини крутячого моменту Мкр, Н·м від часу установки 
гвинтової дволопатевої палі в глинистий ґрунт t, сек: 1 - напівтвердої; 2 – 
текучепластичної консистенції відповідно.  
Висновки до розділу 4 
 1. На основі результатів експериментальних та теоретичних досліджень 
проаналізовано метод розрахунку осідання гвинтових дволопатевих металевих паль 
завдовжки від 1,5 до 3,0 м у  зв’язних глинистих ґрунтах для фундаментів 
швидкомонтованих та тимчасових будівель. Метод оснований на використанні 
ефективного конструктивного рішення гвинтових дволопатевих паль, що 
характеризується відстанню L між лопатями, що дорівнює 2,0 – 2,5 діаметра лопаті.  
2. Для оцінки достовірності результатів розрахунку було проведено їх зіставлення з 
результатами натурних випробувань гвинтових дволопатевих металевих паль 
статичним навантаженням, що вдавлює. Було встановлено, що для  зв’язних 
глинистих ґрунтів напівтвердої консистенції розбіжність експериментальних 
значень кінцевих осідань гвинтових дволопатевих паль з  даними розрахунку за 
пропонованим методом не перевищує 20-30%. 
3. На основі лабораторних експериментальних досліджень розроблено методику 
оцінки крутного моменту, що виникає при вкручуванні гвинтових дволопатевих 
паль у глинистий ґрунт. Методика основана на використанні тензодинамометра 
спеціальної конструкції, 
4. Результати експериментальних досліджень роботи дволопатевих гвинтових паль 
в глинистому ґрунті і дані про крутний момент Мкр, що виникає при їх загвинчуванні, 
можуть бути використані для розробки рекомендацій для оцінки несучої здатності 
гвинтових паль по ґрунту.  
97 
 
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ 
1. Опрацьовано історичні аспекти застосування пальових фундаментів у 
малоповерховому будівництві та досліджено їхню довговічність з урахуванням 
обмежних умов виконання робіт та сформульовано відповідні висновки. 
2. На основі аналізу теоретичних та експеиментальних досліджень визначено 
оптимальну конструкцію гвинтових металевих паль із двома лопатями для 
влаштування фундаментів швидкозбірних тимчасових споруд у зв’язних 
глинистих ґрунтах. Ключовим параметром ефективної роботи таких паль є 
відстань L між лопатями. Для паль довжиною до 3,0 м та діаметром лопаті 0,3 
м оптимальне значення L становить 2,0–2,5 діаметра лопаті. 
3. Результати аналізу експериментів показують, що у зв’язних глинистих ґрунтах 
несуча здатність дволопатевих гвинтових паль Fd (довжиною 1,5–3,0 м та 
діаметром лопаті 0,3 м) на 25–30% перевищує показники однолопатевих паль з 
аналогічними геометричними параметрами. 
4. Частка несучої здатності однолопатевої палі, що забезпечується бічною 
поверхнею стовбура, не перевищує 5–10% її загальної несучої здатності  (за 
діаметра стовбура до 0,108 м та довжини до 3,0 м). Це свідчить про низьку 
ефективність збільшення діаметра стовбура як способу підвищення несучої 
здатності. Найрезультативнішим рішенням є встановлення другої лопаті. 
5. Аналізи чисельних та експериментальних досліджень підтвердили 
запропоновану модель взаємодії дволопатевої палі з глинистим ґрунтом. 
Встановлено, що ґрунт між лопатями формує «ґрунтовий циліндр», який 
працює як єдиний елемент разом зі стовбуром палі під навантаженням. Це 
збільшує ефективну площу бічної поверхні палі та підвищує її несучу здатність. 
Також досліджено залежність несучої здатності від геометричного параметра - 
відношення відстані між лопатями до їх діаметра). 
6. На підставі чисельного аналізу визначено, що для однолопатевих паль 
граничний стан ґрунту зумовлений розвитком дотичних напружень і 
формуванням зони зсуву навколо лопаті, що спричиняє «зрив» палі, 
зафіксований під час польових випробувань при осіданнях 15–20 мм. Для 
дволопатевих паль руйнування ґрунту відбувається по контуру зони між 
лопатями, яка поводиться як «ґрунтовий циліндр». Відсутність різкого «зриву» 
пояснюється тим, що зона зрушення під нижньою лопаттю розвивається 
переважно вниз та в сторони. 
7. Проаналізовано та використано методику розрахунку осідання дволопатевих 
гвинтових паль у зв’язних глинистих ґрунтах для фундаментів швидкозбірних 
тимчасових будівель. Метод враховує особливості конструкції палі та 
нелінійну залежність між навантаженням і осіданням. Для глинистих ґрунтів 
напівтвердої консистенції розбіжність між експериментальними та 
розрахунковими значеннями кінцевих осідань становить не більше 20–30%.
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
