N4, 2001

ИНТЕГРАЛЬНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ МОРОЗНОГО ПУЧЕНИЯ ГРУНТОВ: МЕТОДЫ ПОЛУЧЕНИЯ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ИХ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ЗДАНИЙ И АЭРОДПРОМОВ

О.Р.Голли

Голли Ольга Растиславовна – докт.т.н.

Ретроспективный анализ результатов исследований, выполненных рядом ученых за последние несколько десятилетий, позволил получить ряд новых закономерностей морозного пучения грунтов, которые затем были подтверждены специальными лабораторными и натурными экспериментами.  Полученные обобщающие закономерности морозного пучения грунтов, действующего на конструкции со стороны сезонно промерзающих (или искусственно замораживаемых) грунтов или со стороны промерзающего деятельного слоя вечной мерзлоты? позволяют достаточно точно оценивать те дополнительные нагрузки, которые вызываются перемещениями грунта в результате его морозного пучения.  Знание этих дополнительных нагрузок делает возможным  приспособить сооружения к дополнительным усилиям и повысить прочность, надежность и долговечность последних. 

1. Интегральные закономерности морозного пучения. Интегральные закономерности морозного пучения грунтов [1, 2] определяют объективно существующие зависимости между величинами морозного пучения h_¦, глубиной промерзания d_¦, величиной нормальных сил морозного пучения sⁿ _¦  и интенсивности пучения ¦.  Эти закономерности представлены уравнениями

где n и m – экспериментально определяемые параметры. Кроме того, величины h и f_z связаны соотношением

где z – вертикальная ордината, d_¦z - глубина промерзания. 

Зависимость (1) представлена на рис.1: любой точке А на кривой “h_¦-sⁿ_¦” cоответствует пара значений h_¦ и sⁿ_¦, и чем sⁿ_¦ больше, тем h_¦ меньше, и наооборот;  h_¦ - реализовавшееся пучение, а Dh = h_¦max-h_¦ - пучение, скомпенсированное давлением sⁿ.  Кривая “ h_¦-sⁿ_¦ ” включает в себя все возможные случаи взаимодействия между промерзающим грунтом и сооружением.

Логический анализ соотношений (1) и (2) требует введения новых понятий: “стесненности деформаций пучения” и “степени стесненности деформаций пучения U_¦”, которая определяется сравнительным изменением объема грунта при пучении.  При реализации максимального пучения h_¦=max, sⁿ_¦=0  и U_¦=0 соотношение между этими величинами выражается функцией

sⁿ_¦ = sⁿ_{¦ max}·Uⁿ_¦,                                                  (5)

где n - экспериментально определяемый параметр, а  U_¦ изменяется от 0 до 1.  Выражение (5) очень важно для понимания существа проблемы.

Рис.1. Зависимость между морозным пучением и вертикальным давлением

Полученные закономерности морозного пучения грунтов нормализованы и в нормализованном виде представлены на рис. 2.  Эти интегральные закономерности морозного пучения грунтов в нормализованном виде могут быть использованы в любом регионе для любых климатических условий вследствие их универсального, обобщающего характера.  Если соединить графики соотношений (1), (2) и (5) общими осями, получается номограмма для расчета и проектирования фундаментов мелкого заложения.  С увеличением глубины промерзания кривые  (1), (2) и (5) перемещаются вдоль координатных осей, образуя семейство подобных аффинных кривых (рис.3).  Такая номограмма может быть использована для определения размеров поверхностных фундаментов при условии допустимой деформации морозного пучения.  Другим необходимым условием, которое должно быть учтено, является неравномерность пучения.  В этом случае точное установление (выбор) допустимой величины морозного пучения имеет очень большое значение. Таким образом, именно неравномерность пучения является, как правило,  главной причиной  всех деформаций и разрушений, вызванных пучением.

Рис.2. Нормализованные закономерности морозного пучения

Рис.3. Номограмма для проектирования поверхностных фундаментов

1, 2, 3, 4, 5, 6 – семейство аффинных кривых,  - допускаемое пучение,  - фактическое пучение [] - допускаемое давление на грунт.

Для того, чтобы учесть неравномерность морозного пучения, вся совокупность опытных точек, отражающих зависимость  “h_¦ - sⁿ_¦”, обрабатывается методом наименьших квадратов для получения осредненной кривой 1.  Затем та часть общей совокупности опытных точек, которая располагается выше осредненной кривой 1, и точки, лежащие на ней ( то есть точки, лежащие  в пределах верхнего, максимального доверительного интервала), снова обрабатываются тем же методом, и по результатам аналогичной обработки строится кривая 2 – “кривая максимального пучения”  (cм. риc . 4).

Рис. 4. Схема к оценка дополнительных нагрузок

Кривая 2  на рис.4 соответствует проявлению неравномерности морозного пучения в виде локальных горбов пучения.

Она может быть также получена с использованием аффинного подобия экспоненциальных кривых самым простым аффинным отображением – поступательным смещением кривой 1 вдоль горизонтальной оси “h_¦” вправо на величину

Dh_¦max = h_{¦ max 2}  - h_{¦ max 1} ,

где h_{¦ max 1}  – максимальное свободное пучение на осредненной кривой 1,    h_{¦ max 2} -максимальное свободное пучение на кривой максимального пучения 2.

Неравномерность пучения может быть выражена величиной

m_¦ = 1 + Dh_¦max / h_{¦ max 1}.

          Коэффициент неравномерности пучения m_¦ оценивался  по результатам наблюдений in si tu.  Нивелировками на двух взлетнопосадочных полосах одного из крупнейших аэродромов, более чем по 200 маркам, было установлено, что коэффициент неравномерности пучения для целей инженерной практики может быть принят:

для сильнопучинистых грунтов  m_¦ = 1,20…1,25;

для среднепучинистых грунтов m_¦ = 1,15;

для слабопучинистых грунтов    m_¦ = 1,10.

Аналогичные значения были получены и из работ В.Д.Карлова [ 6 ] по 30 точкам (m_¦ =1,16) и Н.Ф.Пыщева [ 7 ] по 16 точкам (m_¦ = 1,19) и др.

Анализируя полученные кривые 1 и 2 на рис.4, можно отметить, что каждой точке А на кривой 1 среднего пучения соответствует вполне определенная пара значений приложенного давления sⁿ_¦1 и соответствующего этому давлению реализовавшегося пучения  h_¦1.  На кривой 2 максимального пучения этому же приложенному давлению sⁿ_¦1  соответствует другое, большее пучение:  h_¦2 = h_¦1 +Dh_¦.  Для того чтобы подавить, уравновесить  деформацию пучения h_¦1  приложенное давление  должно быть больше, чем sⁿ_¦1,  на величину  Dsⁿ_¦1 :

                                      sⁿ_¦2  = sⁿ_¦1 + Dsⁿ_¦1

Величина  Dsⁿ_¦1 есть то дополнительное давление, которое должно быть приложено со стороны конструкций, взаимодействующих с пучащимся грунтом, в месте локального проявления горба пучения, для того чтобы дополнительное пучение Dh_¦ (горб пучения) не могло реализоваться.  В этом случае на конструкцию воздействует дополнительное давление Dsⁿ_¦1.  Взаимодействие растущего горба пучения с конструкцией реализуется или в виде перемещения  Dh_¦,  или в виде дополнительного давления, дополнительной нагрузки Dsⁿ_¦1.  В данном случае наглядно проявляется принцип  взаимозаменяемости  известных в строительной механике метода сил и метода перемещений.

Таким образом, каждой точке А кривой 1 совершенно определенным образом соответствуют кроме пары значений  sⁿ_¦1  и  h_¦1  еще и пара значений  D_sⁿ¦1    и  Dh_¦, что позволяет производить расчеты и конструирование фундаментов и других сооружений очень простыми способами, не прибегая к методу итераций, который обычно использовался в таких случаях.  Во всех случаях, когда равномерное поднятие конструкции не имеет существенного значения для ее прочности, надежности и нормальной эксплуатации, расчет ведется только на дополнительные перемещения, дополнительные нагрузки:

Dsⁿ_¦1 = sⁿ_¦2 - sⁿ_¦1.                                      (6)

Реализация дополнительного пучения Dh_¦ в результате проявления локальной неравномерности в виде пучинного горба вызывает при контакте с пучащимся грунтом дополнительные усилия в конструкциях.  В качестве дополнительных усилий могут выступать сжатие или растяжение конструкций, но основным видом дополнительного усилия является изгибающий момент:

                                      M_изг = f (Dsⁿ_¦1).                                           (7)

Значения D^sn_¦1  для получения дополнительных нагрузок были определены и табулированы  в зависимости от степени пучинистости грунта, различной глубины заложения фундамента (с шагом 0,25 м) и давления по его подошве.

2.Получение параметров m и n - лабораторные методы. Параметры m и n могут быть получены только в результате специальных экспериментов в полевых или лабораторных условиях. Лабораторные опыты предпочтительнее благодаря гарантированности заданного режима промораживания и его повторяемости по сравнению с натурными опытами.  Лабораторное моделирование процессов морозного пучения грунтов выполнялось на образцах размерами: высота Н_s  = 250…300 мм, диаметр D_s = 100 мм. Диапазон изменения вертикального давления 0,0 - 1,0 MПa.  Образцы испытываются в холодильной камере в крупномасштабных  приборах - криогенных пучиномерах (см.рис.5, 6).

Рис.5. Схема пучиномера. 1 – термопары; 2- датчики перемещений; 3 – криоштамп

Рис.6. Пучиномеры в холодильной камере

Технические параметры системы охлаждения:

1).  Размеры холодильной камеры @ 20 м³; 

2).  Диапазон изменения температуры в камере +20°С…-25°С; 

3).  Температура в камере во время опыта   ± 0,0°С; 

4).  Температура в криогенном штампе  ± 0,0°С...-25° С.

 При этом криогенный штамп передает на поверхность образца не только холод, но и давление.  Образцы грунта промораживаются без нагрузки (свободное пучение) и под давлением различной величины от 0,0 до 1,0 MПa. 

Перемещения, температура и электрическое сопротивление измерялись послойно. Результаты измерений в эксперименте на любой момент времени представлены на рис.7, а рост послойных деформаций пучения во времени на рис.8.  Интенсивность морозного пучения ( изменяется во времени и по глубине промерзания образца и зависит от температуры и температурного градиента.

Рис.7. Графики интерпретации результатов экспериментов на время t

Рис.8. Развитие послойного пучения во времени

 Эти зависимости для различных слоев образца представлены на рис.9, где мы можем отметить температуры и температурные градиенты, соответствующие началу, максимуму и завершению процесса пучения.

Рис.9. Послойное изменение интенсивности морозного пучения f в зависимости от отрицательной температуры - Т° С на поверхности и ее градиента Ñ Т°С. Видны начало пучения, его максимум и затухание

За пределами этих отмеченных границ процесс пучения не реализуется.  Особенностью лабораторного моделирования является невозможность моделирования физических констант процесса ( температуры замерзания воды и грунта, отмеченных выше температурных границ процесса и др.). 

Однако особенности  устройства и оснащения прибора, методика выполнения экспериментов, обработки результатов, принципы и критерии моделирования с использованием аффинных отображений являются предметом другого, специального доклада.

Использование результатов опытов дает возможность построить графики, представленные на рис. 4, для получения требуемой величины Dsⁿ_¦  и определения дополнительных нагрузок.

3. Приложение законов морозного пучения грунтов к решению инженерных задач.  Знание дополнительных нагрузок, вызываемых морозным пучением грунтов, позволяет определять дополнительные усилия в конструкциях, которые с ним контактируют, и приспосабливать сооружения к этим природным воздействиям без оказания какого либо влияния на окружающую среду в виде засоления, смолизации и пр. видов химической мелиорации.

Традиционные методы расчетов конструкций и сооружений на пучинистых грунтах предполагают введение условия совместности их деформаций с грунтом (то есть непрерывности контакта), затем составляется дифференциальное уравнение совместности деформаций 4-го порядка.  Решение производится методом итераций до тех пор, пока  значения напряжений (“нормальных сил пучения”) и деформаций пучения  не сойдутся достаточно близко, чтобы удовлетворить исходное уравнение.  При этом число ступеней может быть достаточно велико.  Это достаточно сложный процесс, если учесть что обычно ни напряжения, ни деформации не известны с достаточной достоверностью.  Использование закономерности пучения (1), представленной на рис.1, полностью снимает необходимость в использовании метода итераций, так как дает по всей кривой  вполне определенные  значения.  Кроме того, при использовании традиционного метода расчета рассматриваются только полные напряжения и деформации на контакте грунта и сооружения, а учитывать же следует только те дополнительные напряжения Dsⁿ_¦ и деформации Dh_¦, которые возникают вследствие неравномерности пучения  (см. рис. 4).

Если подходить к решению задачи с позиций силового воздействия - учета дополнительных нагрузок, можно найти решение многих инженерных задач, подход к которым ранее исключался совсем либо считался проблематичным. Следует отметить, что эти дополнительные нагрузки и усилия пока еще не регламентируются Российскими нормативными документами по строительству.

Пример 1. Требуется приспособить  жесткое аэродромное покрытие аэропорта “D” к восприятию  неравномерного пучения при промерзании глинистого грунта основания.  Толщина покрытия  из железобетона 28 см при размерах плит в плане 7м´7м, уложенных на песчаную подсыпку.  Коэффициент армирования типовых плит   m = 0,3%, при этом расчетная площадь сечения арматуры А_s = A_s’= 7,36 cм² на погонный метр сечения плиты.  Величина допускаемого неравномерного пучения исходя из требуемой эксплуатационной ровности покрытий [Dh_¦ ] = 20мм.

Не останавливаясь на деталях, укажем, что, были рассмотрены различные случаи расположения под плитой горба пучения - под краем, под углом и под центром.  На рис. 10 приведена схема наиболее неблагоприятного для работы плиты расположения растущего горба пучения - под центром.  Также наиболее неблагоприятным является  случай, когда размеры горба пучения в плане близки к габаритам плиты.  Воздействие перемещений при образовании горба пучения можно заменить эквивалентным ему воздействием дополнительной нагрузки, направленной вертикально снизу вверх и распределенной по площади в виде горба, а в поперечном сечении имеющей параболическое очертание с максимальным значением ординаты эпюры в середине.  Величина этой максимальной ординаты определялась так, как это было показано в разделе 1, в пояснениях к рис. 4, и составила для рассматриваемого аэродрома:

  q_max = Dsⁿ_¦ = 0,072 MПa.

          Для выполнения статического расчета были использованы  таблицы статического расчета железобетонных конструкций [8].

          Изгибающий момент для рассматриваемого случая оказывается равным 120 кНм.

Расчет арматуры  дал величину  21 см², то есть почти в 3 раза больше, чем предусматривалась. Расчетный выгиб-прогиб в центре плиты получился равным 0,0103 м,  что  не выходит за пределы допустимой величины 0,02 м.  Таким образом, рассмотренный пример наглядно демонстрирует, что при проектировании плит жестких аэродромных покрытий на пучинистых грунтах арматура должна быть предусмотрена в количестве, соответствующем расчету на эти дополнительные усилия и в том месте, где она будет эти усилия воспринимать, то есть сверху и снизу по толщине плиты.  Усилия в плите следует рассматривать как знакопеременные, так как после оттаивания месту максимального пучения будет соответствовать  наибольшее увлажнение, наибольшая потеря прочности в оттаявшем грунте, после вытаивания шлиров и линз льда  могут образоваться локальные пустоты.  Поэтому должно быть предусмотрено двойное армирование как для плит, работающих на изгиб в двух направления (вверх и вниз) – у верхней и у нижней их поверхности.

Пример 2.  Для сельской местности запроектирована серия коттеджей, по традиционным расчетам для грунтов основания в талом (или оттаявшем) состоянии: по величине допускаемого расчетного давления на грунт основания R =170 КП/м²  требовалась ширина подошвы фундамента b = 1м. В силу ряда обстоятельств установка фундаментов производилась  в зимнее время на промороженное основание, сложенное пучинистыми, суглинистыми грунтами.  Поэтому фундаменты были рассчитаны еще и на дополнительную нагрузку q, вызванную неравномерным пучением, новым нетрадиционным способом.  Степень пучинистости была определена как срeдняя по результатам лабораторных испытаний и с помощью  установленных нами критериев с учетом значений  плотности r_d = 1,8 г/см³, влажности W= 0,24 и на основании пределов Аттерберга Wp=0,16, W_L=0,26 и числа пластичности Ip = 0,10.  Средняя величина пучения  поверхности суглинка на относительной глубине 1/6·d_¦ @ 25…30см (под выравнивающим и распределяющим слоем песка)  при полном сезонном промерзании  d_¦ @ 1,3 м ожидалась порядка h_¦ = 6 см.  Максимальная ордината на графике распределенного по параболическому  закону  дополнительного давления снизу, со стороны растущего горба пучения, была определена cогласно схеме на рис 4 и формуле (6)

p_¦ = D^sn_¦ = ^sn_¦2 - sⁿ_¦1 = 0,16 МПа,

          Экстремальная расчетная схема (см. рис.10) предполагает расположение горба пучения в середине пролета той стены технического этажа (стенки фундамента), которая имеет максимальную длину  L = 6,0 м

В расчете фундаментная стенка рассматривается как балка, защемленная на концах в поперечных стенах фундамента и изгибающаяся в вертикальной плоскости вверх под действием параболической вертикальной распределенной нагрузки с максимальной ординатой  q = b·p_¦ound =160 КП/м, действующей вверх. Согласно статическому расчету, балки пролетом L, защемленной по концам, загруженной вертикальной нагрузкой параболического очертания, направленной вверх, с максимальной ординатой эпюры нагружения в середине пролета q, величины изгибающих моментов в заделке на опоре и в середине пролета оказались практически равными (рис. 10):

М_изг = 0,052·q·L² = 0,052·160·6² = 300 кН·м,

где                        q = b р_¦ = b·Dsⁿ_¦  =  160 КН/м,

а также  b = 1 м - ширина условного фундамента на отметке контакта поверхности суглининистого основания и выравнивающего, распределяющего слоя песка под фундаментом. 

Рис.10. План фундамента (а), расчетная схема (>b ), эпюра дополнительных нагрузок (с) и эпюра изгибающих моментов ( d )

Здесь необходимо отметить, что рассматриваемое дополнительное усилие  M_изг  является знакопеременным (+ меняется на -), так как места избыточного пучения (горбов пучения) после их оттаивания будут особенно ослаблены и могут даже образовывать пустоты, зазоры между грунтом и фундаментом и, соответственно, повышенную деформируемость в виде просадок и прогибов вниз.  Поэтому  основным элементом в конструкции такого фундамента  является армирование стенки фундамента  в верхней и нижней зоне поперечного сечения для возможности восприятия знакопеременного момента.

          Количество арматуры, необходимое по расчету, выполненному в соответствии с требованиями расчета железобетонных конструкций, для бетона маpки M-150 при ширине стенки  b_фунд= 0,40 м и высоте Н = 2,0 м ( высота стены технического этажа) и арматуры из стали класса А-II периодического профиля, составило 4,54 см², то есть по 4 стержня  диаметра  Ø = 12 мм или 3 стержня диаметра Ø = 14 мм.

          Проверка на действие поперечной силы в данном случае  была неактуальна, и величины расчетных прогибов–выгибов в местах максимальных изгибающих моментов получились существенно меньше их допускаемых величин.  Схема выполненных фундаментов в поперечном сечении представлена на рис. 11.

Рис.11. Традиционный фундамент – проектный вариант (А) и нетрадиционный фундамент – фактический вариант (В)

          Так как коттеджи возводились зимой на промороженном основании и первые две зимы после возведения стен и перекрытий еще не отапливались, то для контроля за поведением оснований, фундаментов и коттеджей в целом в течении двух лет производились регулярные нивелировки каждого коттеджа по 6-ти точкам регулярно через 10 дней.  Результаты нивелировок показали, что предлагаемый способ проектирования и устройства фундаментов рационален и надежен.  Осадки происходили только в период строительства с начала оттаивания основания (май) по мере возведения стен и перекрытий (то есть в период роста нагрузок).  Затем осадки полностью стабилизировались еще до возведения стропил и кровли (август) и в последующие годы более не развивались.  На рис. 12 представлены графики развития во времени осадок нескольких коттеджей, причем большие осадки (коттедж № 44) соответствуют более низкому и более увлажненному участку строительства, хотя общая тенденция их развития одинакова.  Хорошо видны ступени в графиках осадок соответствующие периодам нагружения, но после приостановки дальнейшего нагружения (завершения кладки стен очередного этажа, укладки железобетонных плит перекрытий осадка очень быстро стабилизировалась и полностью стабилизировалась еще до установки стропил в августе и в последующие годы больше практически не развивалась (в последующие годы нивелировки производились эпизодически, несколько раз в году).

Рис.12 . Графики развития осадок после оттаивания (слева) и относительной разности осадок i (справа)

Неравномерность осадок была существенно меньше допускаемой величины относительной разности осадок для такого класса сооружений

i = DS/L = 0,005.

где DS – абсолютная разность осадок,  L - расстояние между опорными точками нивелирования (длина стены здания).  Относительная разность осадок i  по существу наблюдалась только в процессе строительства в связи с неравномерным ростом нагрузок при возведении стен и перекрытий и не связывается с ориентацией зданий по частям света (север-юг и т.д.). По завершении строительства эта неравномерность исчезла и более не проявлялась, в том числе и в последующие годы.  Принцип “жесткого кубика”  себя оправдал.

В целом за период строительства осадки не превышали 0,06 м и только четыре коттеджа, расположенные напротив друг друга в центральной по длине части улицы, где наблюдалось понижение рельефа и соответственно несколько более высокая влажность, показали в период оттаивания и строительства. при росте нагрузки большую осадку. Однако и под этими коттеджами осадка стабилизировалась в августе –сентябре того же1994 г.  К зиме 1994-95 гг. дома были закончены, отделаны и заселены. До настоящего времени они благополучно эксплуатируются, и никаких трещин и деформаций конструкций не наблюдается. Способ устройства и проектирования таких фундаментов поверхностного заложения  запатентован.

Кроме показанных фундаментов в Ленинградской области были запроектированы и так же успешно построены еще около десятка  коттеджей для постоянного проживания по индивидуальным архитектурным проектам.  Во всех случаях величина дополнительного усилия определяется общей глубиной промерзания грунта за зимний период d_¦ , величиной поднятия поверхности (пучением) h_{¦ ,} относительной глубиной заложения фундамента z/d_¦,  коэффициентом пучения K_¦ = h_¦/d_¦, проектным давлением на пучащийся грунт p_z, величиной дополнительного давления за счет неравномерности при пучении Dsⁿ_¦ .

Далее, в зависимости от ширины подошвы фундамента b получаем дополнительную распределенную нагрузку q, с помощью которой в зависимости от архитектурных особенностей здания (проявляющихся в виде длины расчетного пролета L) определяются  дополнительные усилия в проектируемом фундаменте – изгибающий момент M_изг, при необходимости – поперечная сила  Q_¦. По ним производится подбор верхней и нижней арматуры с учетом конструктивных размеров фундамента (высоты H_{¦ фунд} и толщины d_¦фунд) подбирается необходимое количество арматуры и проверяется прогиб (выгиб) D_¦, соответствующий дополнительному изгибающему моменту М_изг.

4.  Выводы.  Представленный подход к решению проблем, связанных с воздействием дополнительных нагрузок, которые вызываются морозным пучением грунтов и его неравномерностью, на конструкции и сооружения, достаточно прост и показал свою рациональность и надежность.  Естественно, не все аспекты решения проблемы разработаны окончательно (полностью и не все доведено до завершения.  Дальнейшая разработка, по нашему мнению, должна проводиться не индивидуально, а силами инженеров и исследователей разных организаций и стран, заинтересованных в этих проблемах.  Этими странами , кроме России, где зона глубокого сезонного промерзания составляет около 1/3 ее территории (остальные 2/3 – вечная мерзлота), могут быть США, включая Аляску, Канада, Скандинавия, Китай (включая Тибет), Монголия, Австралия, частично Япония и др. 

Использование интегральных закономерностей морозного пучения грунтов позволяет решать инженерные задачи в различных областях строительства: промышленном, гражданском, энергетическом, гидротехническом, дорожном , аэродромном и пр.  Это могут быть подземные туннели и галереи с отрицательной температурой воздуха в зимнее время;  основания и днища цилиндрических резервуаров, используемых как склады жидкого топлива и горючесмазочных материалов.  Могут быть предложены нетрадиционные принципы проектирования промышленных холодильников и хладокомбинатов  на пучинистых грунтах и особенно - в регионах теплого климата.

Полученные интегральные закономерности морозного пучения грунтов могут быть использованы при проектировании многослойных конструкций дорожных одежд и их искусственных оснований с учетом сравнительной промерзаемости различных материалов и “критерия морозоустойчивости” пучинистых грунтов естественного основания.  При этом проектирование с использованием полученных закономерностей может выполняться как по принципу допускаемых для данного сооружения деформаций, так и по прочности грунтов после их оттаивания на заданной отметке в пределах глубины промерзания.  Они позволяют вести  земляные работы в зимнее время с допущением частичного или полного промерзания грунтов без искусственного обогрева, тепловой защиты или химической обработки и осуществлять геотехконтроль за состоянием основания, назначая мощность защитного слоя и толщину съема грунта после его промерзания-оттаивания в случае необходимости.

Кроме двух приведенных выше примеров, указанные закономерности морозного пучения грунтов неоднократно использовались на крупных стройках России, например, для обоснования проекта основания фундаментов плотины Вилюйской ГЭС-III в Восточной Сибири, и для обоснования проекта производства работ в котлованах сооружений защитной дамбы в Санкт-Петербурге в Финском заливе и др.

Литература

1.  Голли О.Р. - Определение нормальных сил морозного пучения в зависимости от величины морозного пучения по результатам полевых и лабораторных опытов. - “Инженерно-строительные изыскания”.-Cб. статей ЦТИСИЗ, № 3 (51), -М., Стройиздат,1978, с.61-67.

2.  Голли О.Р. - Некоторые закономерности морозного пучения грунтов и перспективы их использования в строительстве. – B кн.: “Проблемы инженерного мерзлотоведения в гидротехническом строительстве”. - м., “Наука”., 1986, с.53-61.

3.  Голли О.Р. - Проблемы приложения к решению инженерных задач закономерностей  криогенного пучения и его влияние на строительные свойства пород. - Материалы Всесоюзного совещания “Инженерное мерзлотоведение в гидротехнике”. (ИМГТ-88, М., ВДНХ СССР). – Л., Энергоатомиздат, ЛО,-1989, с.163-170.

4.  Голли О.Р. - Принципы проектирования оснований и плит жестких покрытий с учетом нормальных сил морозного пучения грунтов. - B кн.: “Проектирование и эксплуатация аэропортов”.. – Сб.научн. трудов ГПИ и НИИ ГА “Аэропроект”., вып.187, -М.,1979, с.25-36.

5.  Голли О.Р. - Учет нормальных сил пучения при проектировании жестких аэродромных покрытий. - В кн.: “Проектирование и строительство аэропортов”. Тр. МАДИ., Вып. № 169, М., 1979, с.38-43.

6.      Карлов В.Д. - О неравномерности морозного пучения грунтов и ее оценке.- в кн.: “Механика грунтов, основания и фундаменты”. Межвузовский тематический сборник.

7.  Пыщев Н.Ф. - Экспериментальные исследования неравномерности морозного пучения массива промерзающих грунтов оснований зданий и сооружений. –Автореферат диссертации канд. техн. наук. 1982.

8.  Улицкий И.И., Ривкин С.А., и др. – Железобетонные конструкции (расчеты и конструирование)  Изд. Технич. Лит. УССР, Киев, 1958, -875 стр.

9.  Голли О.Р. - Мелкозаглубленные и незаглубленные фундаменты на пучинистых грунтах. – в кн.4 “Механика грунтов и фундаментостроение”.. Тр.Российской конференции по механике грунтов и фундаментостроению., т.2, -С.-Петербург, -1995, с.223-229.

10. Голли О.Р.  Фундамент мелкого заложения. Российский патент. Свидетельство № 1697 ПМ.(Полезная модель) от 16.02.96., бюлл. № 2/96.