Страница 9: ДСТУ-Н Б EN 1998-5:20ХХ. Проектування сейсмостійких споруд. Частина 5. Фундаменти, утримуючі конструкції! геотехнічні аспекги (60523)

7.4 Перевірка стійкості та міцності

7.4.1 Стійкість ґрунту основи

(1)Р Потрібно виконати наступні перевірки:

- загальна стійкість

- локальне руйнування ґрунту.

7.4 Stability and strength verifications

7.4.1 Stability of foundation soil

(1)P The following verifications are required:

- overall stability

- local soil failure.

(2)Р Перевірка загальної стійкості повинна виконуватися у відповідності з 4.1.3.4.

(3)Р Граничний стан фундаменту повинен бути перевірений на руйнування від зсуву і на втрату несучої здатності (див. 5.4.1.1).

(2)P The verification of overall stability shall be carried out in accordance with the rules of 4.1.3.4.

(3)P The ultimate capacity of the foundation shall be checked for failure by sliding and for bearing capacity failure (see 5.4.1.1).

7.4.2 Анкери

(1)Р Анкери (включаючи вільні троси натягу, анкерні пристрої, анкерні голови і обмеження) повинні мати достатню міцність і довжину, щоб забезпечити рівновагу критичної ґрунтової призми в сейсмічних умовах (див. 7.3.2.1), а також достатню здатність до пристосування до сейсмічних деформацій ґрунту.

(2)Р Опір анкеру повинен бути отриманий відповідно до правил EN 1997-1:2004 для сталих і тимчасових проектних випадків в кінцевих граничних станах.

(3)Р Необхідно забезпечити, щоб анкерований грунт зберігав міцність, необхідну для функціонування анкеру в процесі проектного землетрусу та, зокрема, мав підвищений запас надійності проти зрідження.

(4)Р Відстань L_e між анкером і стіною повинна перевищувати відстань L_s, необхідну для несейсмічних навантажень.

(5) Відстань L_e для анкерів, заглиблених у грунт з характеристиками, подібними до характеристик ґрунту за стіною, та для умов рівного майданчика можна оцінити у відповідності з наступним виразом:

7.4.2 Anchorage

(1)P The anchorages (including free tendons, anchorage devices, anchor heads and the restraints) shall have enough resistance and length to assure equilibrium of the critical soil wedge under seismic conditions (see 7.3.2.1), as well as a sufficient capacity to adapt to the seismic deformations of the ground.

(2)P The resistance of the anchorage shall be derived according to the rules of EN 1997-1:2004 for persistent and transient design situations at ultimate limit states.

(3)P It shall be ensured that the anchoring soil maintains the strength required for the anchor function during the design earthquake and, in particular, has an enhanced safety margin against liquefaction.

(4)P The distance L_e between the anchor and the wall shall exceed the distance L_s, required for non-seismic loads.

(5) The distance L_e, for anchors embedded in a soil deposit with similar characteristics to those of the soil behind the wall and for level ground conditions, may be evaluated in accordance with the following expression:

L_e= L_s (1+1,5  S) (7.4)

7.4.3 Міцність конструкції

(1)Р Повинно бути доведено, що для комбінації сейсмічної дії з іншими можливими навантаженнями, досягається рівновага без перевищення проектної міцності стіни і опорних конструктивних елементів.

7.4.3 Structural strength

(1)P It shall be demonstrated that, under the combination of the seismic action with other possible loads, equilibrium is achieved without exceeding the design strengths of the wall and the supporting structural elements.

(2)Р З цією метою необхідно розглянути відповідні режими граничного стану для руйнування конструкції в
EN 1997-1:2004, 8.5.

(3)Р Всі конструктивні елементи повинні бути перевірені, щоб переконатися, що вони відповідають критеріям:

(2)P For that purpose, the pertinent limit state modes for structural failure in
EN 1997-1:2004, 8.5 shall be considered.

(3)P All structural elements shall be checked to ensure that they satisfy the condition:

R_d > E_d (7.5)

де

R_d проектне значення опору елементу, розраховане так, як і для несейсмічної ситуації;

E_d проектне значення дії впливу, отримане в результаті розрахунку, описаного в 7.3.

where

R_d is the design value of the resistance of the element, evaluated in the same way as for the non seismic situation;

E_d is the design value of the action effect, as obtained from the analysis described in 7.3.

ДОДАТОК А

(довідковий)

ТОПОГРАФІЧНІ КОЕФІЦІЄТИ ЗБІЛЬШЕННЯ

А.1 Цей додаток дає деякі спрощені коефіцієнти збільшення для сейсмічної дії, які використовуються при перевірці стійкості ґрунтових схилів. Такі коефіцієнти, що позначаються S_T, в першому наближенні вважаються незалежними від основного періоду коливань, а, отже, множаться як постійний масштабний коефіцієнт на ординати проектного пружного спектру реакції, наведеного в EN 1998-1:2004.
Ці коефіцієнти збільшення повинні переважно застосовуватися, коли схили належать до двовимірних топографічних нерівномірностей, таким як довгі хребти і скелі заввишки 30 м.

ANNEX A

(informative)

TOPOGRAFIC AMPLIFICATION FACTORS

A.1 This annex gives some simplified amplification factors for the seismic action used in the verification of the stability of ground slopes. Such factors, denoted S_T, are to a first approximation considered independent of the fundamental period of vibration and, hence, multiply as a constant scaling factor the ordinates of the elastic design response spectrum given in EN 1998-1:2004. These amplification factors should in preference be applied when the slopes belong to two-dimensional topographic irregularities, such as long ridges and cliffs of height greater than about 30 m.

А.2 Для середніх кутів схилу менш 15º топографічними впливами можна знехтувати, однак, у випадку сильно нерегулярної місцевої топографії, рекомендується провести спеціальне дослідження. Для більших кутів застосовуються наступні керівні принципи.

а) Поодинокі скелі і схили. Для майданчиків поблизу верхнього краю слід використовувати значення S_T≥ 1,2;

b) Хребти з шириною гребеня, значно меншою ширини основи. Слід використовувати значення S_T ≥ 1,4 поблизу вершини схилів для середніх кутів схилу більш 30º, а для менших кутів схилу слід використовувати значення S_T ≥ 1,2;

c) Наявність рихлого поверхневого шару. При наявності рихлого поверхневого шару найменше значення S_T, наведене в а) і b), слід збільшити принаймі на 20 %;

d) Просторові зміни коефіцієнта збільшення. Можна припустити зниження значення S_T як лінійної функції висоти скелі або хребта над основою, але у основи значення приймається за одиницю.

A.2 For average slope angles of less than about 15° the topography effects may be neglected, while a specific study is recommended in the case of strongly irregular local topography. For greater angles the following guidelines are applicable.

а) Isolated cliffs and slopes. A value
S_T ≥ 1,2 should be used for sites near the top edge;

b) Ridges with crest width significantly less than the base width. A value S_T ≥ 1,4 should be used near the top of the slopes for average slope angles greater than 30° and a value S_T ≥ 1,2 should be used for smaller slope angles;

c) Presence of a loose surface layer. In the presence of a loose surface layer, the smallest S_T value given in a) and b) should be increased by at least 20 %;

d) Spatial variation of amplification factor. The value of S_T may be assumed to decrease as a linear function of the height above the base of the cliff or ridge, and to be unity at the base.

A.3 В цілому, сейсмічне збільшення також швидко зменшується з глибиною у межах хребта. Тому топографічні впливи, з якими треба рахуватися при розрахунку стійкості, є найбільшими і головним чином поверхневими уздовж гребенів хребтів і набагато меншими на глибинних обвалах, де поверхня руйнування проходить поблизу основи. В останньому випадку, при використанні псевдостатичного методу розрахунку, топографічними впливами можна знехтувати.

A.3 In general, seismic amplification also decreases rapidly with depth within the ridge. Therefore, topographic effects to be reckoned with in stability analyses are largest and mostly superficial along ridge crests, and much smaller on deep seated landslides where the failure surface passes near to the base. In the latter case, if the pseudo-static method of analysis is used, the topographic effects may be neglected.

ДОДАТОК B

(обов'язковий)

ЕМПЕРИЧНІ ГРАФІКИ ДЛЯ СПРОЩЕНОГО РОЗРАХУНКУ РОЗРІДЖЕННЯ

B.1 Загальні положення. Емпіричні графіки для спрощеного розрахунку розрідження відображають поле кореляції між виміряними на місці і циклічними напругами зсуву, які, як відомо, призвели до розрідження в процесі минулих землетрусів. По горизонтальній осі таких графіків відкладається властивість грунту, виміряна на місці, така як нормований опір проникненню або швидкість поширення поперечної хвилі v_s, а по вертикальній осі відкладається викликана землетрусом циклічна напруга зсуву (_e), зазвичай нормоване по ефективному тиску верхніх пластів (_vo). На всіх графіках зображена гранична крива циклічного опору, що відокремлює область без розрідження (праворуч) від області, де розрідження можливе (зліва та над кривою). Іноді наводиться кілька кривих, наприклад, відповідних ґрунтам з різним вмістом дрібної фракції або різною магнитудою землетрусів.

Коли потенційно розріджувані ґрунти зустрічаються в шарах або прошарках товщиною не більше кількох десятків сантиметра, бажано не застосовувати емпіричні критерії розрідження, за винятком критеріїв, які використовують опір при випробуваннях на статичне зондування (ВСЗ).

При наявності відповідного вмісту гравію, схильність до розрідження не виключена, але дані спостережень поки ще недостатні для побудови надійного графіка розрідження.

B.2 Графіки, засновані на кількості ударів при стандартних випробуваннях на на динамічне зондування (ВДЗ). Серед найбільш широко використовуваних знаходяться графіки, зображені на Рисунку В.1 для чистих пісків і мулистих пісків. Значення кількості ударів при стандартних випробуваннях на динамічне зондування (ВДЗ), нормоване для впливів верхніх пластів порід та для відношення енергії N₁ (60) отримують, як описано в 4.1.4.

Розрідження не може відбутися нижче певної межі _e, оскільки грунт веде себе пружно і не має місця накопичення порового тиску. Тому гранична крива не екстраполюється до початку координат. Щоб застосувати цей критерій до магнітуд землетрусів, що відрізняються від M_S = 7,5, де M_S - магнітуда поверхневої хвилі, ординати кривих на Рисунку В.1 слід помножити на показник CM, зазначений у Таблиці В.1.

ANNEX B

(normative)

EMPIRICAL CHARTS FOR SIMPLIFIED LIQUEFACTION ANALYSIS

B.1 General. The empirical charts for simplified liquefaction analysis represent field correlations between in situ measurements and cyclic shear stresses known to have caused liquefaction during past earthquakes. On the horizontal axis of such charts is a soil property measured in situ, such as normalised penetration resistance or shear wave propagation velocity v_S while on the vertical axis is the earthquake-induced cyclic shear stress (_e), usually normalised by the effective overburden pressure (_vo). Displayed on all charts is a limiting curve of cyclic resistance, separating the region of no liquefaction (to the right) from that where liquefaction is possible (to the left and above the curve). More than one curve is sometimes given, e.g. corresponding to soils with different fines contents or to different earthquake magnitudes.

Except for those using CPT resistance, it is preferable not to apply the empirical liquefaction criteria when the potentially liquefiable soils occur in layers or seams no more than a few tens of cm thick.

When a substantial gravel content is present, the susceptibility to liquefaction cannot be ruled out, but the observational data are as yet insufficient for construction of a reliable liquefaction chart.

B.2 Charts based on the SPT blowcount. Among the most widely used are the charts illustrated in Figure B.l for clean sands and silty sands. The SPT blowcount value normalised for overburden effects and for energy ratio N₁ (60) is obtained as described in 4.1.4.

Liquefaction is not likely to occur below a certain threshold of _e, because the soil behaves elastically and no pore-pressure accumulation takes place. Therefore, the limiting curve is not extrapolated back to the origin. To apply the present criterion to earthquake magnitudes different from Ms = 7,5, where Ms is the surface-wave magnitude, the ordinates of the curves in Figure B.l should be multiplied by a factor CM indicated in Table B.l.

Таблиця В.1 — Значення показника CM

Table B.l — Values of factor CM

M_S

CM

5,5

2,86

6,0

2,20

6,5

1,69

7,0

1,30

8,0

0,67

B.3 Графіки, засновані на опорі при випробуваннях на статичне зондування(ВСЗ). На підставі чисельних досліджень про зв’язок між опором статичного зондування і опором ґрунту розрідженню були побудовані графіки, подібні показаним на Рисунку В.1. Такий прямий зв’язок є кращим за непрямі кореляції, що використовують залежність між кількістю ударів при стандартних випробуваннях на динамічне зондування (ВДЗ) і опором при випробуваннях на статичне зондування (ВСЗ).

B.4 Графіки, засновані на швидкості поперечної хвилі v_s. Ця властивість має сильні переваги як польовий показник при оцінці схильності ґрунтів до розрідження, для яких важко відбірати проби (наприклад, мули і піски) або виконувати проникнення (гравій). Також, за останні кілька років було зроблено суттєвий крок вперед у польовому вимірі v_s. Однак, зв’язок між v_s і опором ґрунту розрідженню все ще знаходиться в процесі розробки і його не слід використовувати без підтримки фахівця.

B.3 Charts based on the CPT resistance. Based on numerous studies on the correlation between CPT cone resistance and soil resistance to liquefaction, charts similar to Figure B.l have been established. Such direct correlations shall be preferred to indirect correlations using a relationship between the SPT blowcount and the CPT cone resistance.

B.4 Charts based on the shear wave velocity v_s. This property has strong promise as a field index in the evaluation of liquefaction susceptibility in soils that are hard to sample (such as silts and sands) or penetrate (gravels). Also, significant advances have been made over the last few years in measuring v_s in the field. However, correlations between v_s and the soil resistance to liquefaction are still under development and should not be used without the assistance of a specialist.

Позначення

_e /_vo  - коефіцієнт циклічного напруги

А - чисті піски; В - мулисті піски

крива 1: 35 % дрібної фракції

крива 2: 15 % дрібної фракції

крива 3: < 5 % дрібної фракції

Key

_e /_vo - cyclic stress ratio

A - clean sands; В - silty sands

curve 1: 35 % fines

curve 2: 15 % fines

curve 3: < 5 % fines

Рисунок В.1 — Залежність між відношенням напруг, що викликають розрідження, і значеннями N₁(60) для чистих та мулистих пісків при землетрусах з M_S= 7,5.

Figure B.1 — Relationship between stress ratios causing liquefaction and N₁(60) values for clean and silty sands for M_S= 7,5 earthquakes.