Temeljenje 141

9. TEMELJENJE

Načini temeljenja Temeljenje obravnava prenos obtežb z objektov na temeljna tla, ki jih lahko predstavljajo vse vrste naravnih in umetnih (nasutih) materialov. Tla so lahko sestavljena homogeno (enaki materiali) ali heterogeno (različni materiali), tako po tlorisni površini kot tudi po globini pod temelji objektov.

Ker so objekti in tla deformabilne strukture, nastane ob spremembah vplivov (dodatne obtežbe, posegi v tla, dvig talne vode itd.) sodelovanje (interakcija) med njima. Sistem objekt-temelj-temeljna tla je prikazan na sliki 9.1.

Sl. 9.1: Sistem objekt-temelj-temeljna tla

Delno deformabilni (sicer bolj oz. manj togi) objekti ležijo na podajnih temeljnih tleh, ki se zaradi dodatnih vplivov še nadalje deformirajo in zato se tudi na objektu pojavijo nove deformacije. Tako se pojavi mehanizem izenačevanja vplivov in odporov v času in prostoru po shemi: dodatni vpliv – deformacije tal in objekta – pregrupiranje obremenitev in odporov do vzpostavitve končnega statičnega ravnotežja. V celotnem procesu prevzemanja osnovnih in dodatnih obtežb ne sme biti nobeno mejno stanje preseženo.

Zato je najpomemnejša naloga geotehnika pri načrtovanju temeljenja uskladitev lastnosti objekta (delo projektanta) z lastnostmi temeljnih tal (vpliv lokacije) tako, da bosta obe strukturi združljivi tako glede na pričakovane relativne posedke in nosilnosti temeljnih tal ob hkratnem pogoju, da morajo biti pojavi mejnih stanj v naprej preprečeni.

Lastna teža, koristne in posebne obtežbe, ki delujejo na objekte in temelje so v splošnem znani in enostavno določljivi vplivi, medtem, ko so kontaktne napetosti (interakcijske napetosti oz. sile) odvisni od deformacij in lastnosti skupnega sistema, ki ga tvorijo objekti, temelji in temeljna tla v vplivnem območju načrtovanega objekta (glej sliko 9.2).

Slika 9.2: Obtežbe temeljev in interakcijske napetosti

Temeljenje 142

Za presojo in zagotovitev potrebne nosilnosti načrtovanih gradbenih konstrukcij (mejno stanje STR) in oceno zadostne nosilnosti temeljnih tal (mejno stanje GEO) moramo poznati zunanje obtežb obeh struktur in kontaktne vplive (interakcijske sile oz. napetosti) med temelji in tlemi.

Na sliki 9.2 prikazane sile F1, F2, H1, H2, M1 in M2 predstavljajo vplive objekta na temelj, (g) in (p) stalne in spremenljive obremenitve temelja vključno z lastno težo, (q) oz. (qzx) sta komponenti normalnih oz. strižnih kontaktnih interakcijskih napetosti v ravnini (x-z) ter točke i = 1, 2, 3.. ...n-1,n točke v kontaktni površini med temeljem in tlemi v katerih določamo interakcijske napetosti (tlačne in/ali strižne).

Pri določanju kontaktnih (interakcijskih) sil oz. napetosti med temelji in tlemi lahko upoštevamo šest ravnotežnih pogojev za celotni objekt z upoštevanjem aktivnih vplivov (lastna teža objekta + koristne obtežbe) in vsote vseh kontaktnih tlakov med objekti in tlemi: 0F,0F,0F zyx in 0M,0M,0M zyx ter 3n pogojev

enakih premikov temelja in tal v vseh analiziranih kontaktnih točkah med temelji in tlemi.

V splošnem lahko z upoštevanjem šestih pogojev globalnega ravnotežja in 3n pogojev enakih oz. preprečenih relativnih premikov določimo razporeditev kontaktnih napetosti za poljubne kombinacije obremenitev sistema objekt-temelj-tla (interakcijska analiza).

Temelj je skupni izraz za vse vrste temeljnih konstrukcij (točkovni, pasovni, temeljne plošče, piloti, skrinje, vodnjaki itd.), vendar glede na način prenašanja obtežbe na temeljna tla ločimo tri med sabo povsem različne načine temeljenja.

PLITVO TEMELJENJE

Uporabljamo v primerih, kadar so temeljna tla pod objektom dovolj nosilna in tako malo deformabilna, da lahko prevzamejo dodatne obtežbe z objektom brez izboljšave lastnosti tal v zmernih globinah tik pod objektom.

GLOBOKO TEMELJENJE Uporabljamo v primerih, kadar se dovolj nosilna tla nahajajo v večji globini pod objektom ter je potrebno predvideti posebno konstrukcijo za prenos obtežbe z objekta na dovolj nosilna temeljna tla. Shema temeljenja objekta na pilotih je prikazana na sliki 9.3.

Sl. 9.3: Temeljenje objekta visokih gradenj na pilotih

Temeljenje 143

IZBOLJŠANJE NOSILNOSTI TEMELJNIH TAL

Cilji izboljšanja temeljnih tal pod objekti so običajno zmanjšanje deformabilnosti, povečanje vodoprepustnosti, izboljšanje strižne trdnosti itd. S primernimi geotehničnimi ukrepi izvedemo tolikšno izboljšanje lastnosti temeljnih tal, da preprečimo preseganje vseh potencialno možnih mejnih stanj uporabnosti in nosilnosti v temeljnih tleh in v načrtovanih konstrukcijah.

Temeljenje objektov na izboljšanih temeljnih tleh največkrat izvedemo plitvo. Primer plitvega temeljenja in izboljšanja tal tik pod temelji je prikazan na sliki 9.4.

Sl. 9.4: Plitvo temeljenje objekta na izboljšanih tleh

9.2 Plitvo temeljenje

Najmanjšo potrebno globino temeljenja določajo klimatski pogoji, sestava in geomehanske lastnosti tal, hidrološki pogoji in vrsta ter pomen objekta katerega temeljenje obravnavamo. Kadar globino temeljenja ne določajo konstrukcijski razlogi, je pogojena z globino zmrzovanja oz. z nevarnostjo izsuševanja in izpiranja zemljin pod temelji.

Glede na nevarnost zmrzovanja določamo globino temeljenja na osnovi podatkov o globini prodiranja mraza v tla. Določena je z večletnim opazovanjem meteoroloških postaj ter na osnovi praktičnih izkušenj. Kadar ne razpolagamo z natančnejšimi podatki, veljajo naslednje minimalne globine zmrzovanja:

v sredozemski klimi do nadmorske višine 500 m 40 cm

v kontinentalnem podnebju 80 cm

v gorskem svetu 80-120 cm

Ker v sami coni zmrzovanja temeljenje še ni dopustno, moramo k navedenim vrednostim dodati še 10-20 cm. Pri relativno manj pomembnih objektih so dopustne še naslednje olajšave:

-kadar je pri temeljenju na kompaktni skali preprečen dotok vode v temeljno ploskev do globine zmrzovanja, lahko temeljenje izvedemo praktično na površini,

-pri temeljenju na čistem pesku, produ ali drobljencu lahko navedeno globino zmanjšamo za 20% v kolikor je nivo talne vode pod globino zmrzovanja,

-pri temeljenju na preostalih nekoherentnih materialih lahko globino temeljenja zmanjšamo za 20% v kolikor se nivo talne vode nahaja vsaj 2.0 m pod globino zmrzovanja.

Temeljenje 144

Tudi kriterij izsuševanja tal je odvisen predvsem od vrste tal in klimatskih pogojev. Pri nekoherentnih zemljinah (peski, gramozi itd.) ni pomemben; pri glinah (CH, OH, MH) pa je v nekaterih primerih lahko pomemben za določanje globine temeljenja. Pri izsuševanju takšne zemljine spreminjajo svojo prostornino in zato je v takšnih primerih potrebno pri določanju globine temeljenja upoštevati lokalne izkušnje oz. predvideti povečanje globine temeljenja na osnovi rezultatov specialnih geotehničnih raziskav tako, da bodo vplivi izsuševanja na temelje čim manjši. Pri industrijskih objektih je potrebno upoštevati tudi vplive izsuševanja zaradi industrijskih procesov.

Kadar se v tleh pod temelji nahaja precejajoča se talna voda se lahko pojavi tudi izpiranje drobnih frakcij v tleh pod temelji, ki lahko zmanjšuje nosilnost in povzroča dodatne posedke objektov. V takšnih primerih je potrebno oceniti za izpiranje kritične vrednosti hidravličnih gradientov ter s primernimi geotehničnimi ukrepi zmanjšati dejanske gradiente oz. z izboljšanjem tal povečati kritične gradiente, da bo izpiranje v praksi dejansko preprečeno.

V praksi najmanjšo potrebno globino temeljenja večkrat določa tudi potrebna nosilnost tal, ki se s povečanjem globine temeljenja običajno povečuje.

9.2.1 KONTAKTNE NAPETOSTI OB DNU PLITVIH TEMELJEV

Temeljne konstrukcije dimenzioniramo (mejno stanje STR) z upoštevanjem notranjih sil (normalne in strižne sile, upogibni in torzijski momenti), ki jih povzročajo aktivne obtežbe z objekti, lastna in koristne obtežbe temeljev, zemeljski pritiski ter kontaktne obremenitve (reaktivne sile) med temelji in tlemi, ki so v globalnem ravnotežju z vsemi aktivnimi silami, ki delujejo na obravnavano konstrukcijo.

V primeru povsem gibkih temeljnih konstrukcij bi bila razporeditev kontaktnih napetosti povsem enaka aktivnim obremenitvam, ki nanje delujejo. Ker pa so v praksi temeljne konstrukcije bolj ali manj toge oz. elastične, njihova togost vpliva na razporeditev kontaktnih napetosti med temelji in tlemi. Zato se v kontaktni površini med temelji in tlemi aktivirajo takšne kontaktne napetosti, da je njihov rezultantni vpliv (sile in navori) po velikosti enak vsoti vseh obremenitev in njim nasprotno usmerjen, premiki temeljne konstrukcije v kontaktni površini pa morajo biti enaki premikom tal.

Togost temeljev je odvisna od togosti temeljne konstrukcije in podajnosti temeljnih tal ter jo izražamo s količnikom relativne togosti:

3

t

b

l

d

E12

Ek

kjer Eb oz. Et označujeta modul elastičnost konstrukcije oz. deformacijski modul tal ter d oz. l debelino oz. dolžino obravnavane temeljne konstrukcije.

Premočrtna razporeditev kontaktnih napetosti

V praksi največkrat določamo le normalno komponento kontaktnih napetosti, ki jih bomo v nadaljevanju imenovali kontaktni tlaki q (kPa).

Pri togih temeljih (k > 0.4), dimenzij L oz. B do 4.0 m, na temeljnih tleh brez bistvenih heterogenosti na območju površine temelja, je skladno z geomehanskimi normami dopustno kontaktne tlake določati po teoriji premočrtne razporeditve.

PASOVNI TEMELJI

Med pasovne temelje prištevamo temeljne konstrukcije pod zidovi objektov, podpornimi konstrukcijami itd., kjer so obremenitve v vzdolžni smeri enakomerno porazdeljene ter je razmerje med dolžino in širino temelja L/B>2 (glej sliko 9.5).

Temeljenje 145

T

T

T

z

zx

x

x

ye

e

e

B1 2

B

b

V (kN)

V

B

1m

q1

M

q2

qr

Sl.9.5: Prerez in tloris pasovnega temelja: (a) prerez e<B/6, (b) tloris in (c) prerez

(3b/10)>e>(B/6)

Razporeditev kontaktnih tlakov določimo z ravnotežnimi pogoji:

0VB2

)qq(F 2

z1

, 0)6

B(B

2

)qq(eVM 12

y

kjer razdaljo e (m) imenujemo ekscentričnost (izsrednost) obremenitev temelja ter produkt My=M=Ve (kNm) moment vseh aktivnih obremenitev temelja na težišče temeljne površine.

Neznani robni vrednosti kontaktnih tlakov q1 oz. q2 lahko izvrednotimo:

W

M

B

V)

B

e61(

B

V

B

eV6

B

Vq 21 ,

W

M

B

V)

B

e61(

B

V

B

eV6

B

Vq 22

kjer oznaka Wy=W=1m(B2/6) (m3) označuje odpornostni moment prereza oz. tlorisne površine pravokotnega temelja proti rotaciji temelja okrog y osi.

Ker lahko zemljine v kontaktni površini prevzemajo le tlačne normalne napetosti je prikazana rešitev dopustna oz. realna le kadar je ekscentričnost obremenitev e<(B/6).

V primerih ekscentričnosti (B/6)< e <(3B/10) se v kontaktni površini aktivirajo kontaktni tlaki v obliki trikotnega diagrama katerega težišče sovpada s prijemališčem rezultante vseh aktivnih obremenitev v kontaktni površini med temeljem in tlemi (glej sliko 9.5 (c). Za primere e>(3B/10) temeljenje ni dopustno.

0V2

BqF rz , 0)

3

B

2

b(B

2

qeVM r

y

kjer qr in B označujeta robno kontaktno napetost in efektivno širino pasovnega temelja, ki ju izvrednotimo:

)e2/b(3

V2

B

V2q r

, )e2

b(3B

Temeljenje 146

TOČKOVNI TEMELJI

Med točkovne temelje prištevamo temeljne konstrukcije na katere aktivne obtežbe delujejo v eni točki temeljne konstrukcije (npr. temelj pod enim stebrom). Kadar takšni temelji izpolnjujejo kriterije togosti, homogenosti tal in omenjenih dimenzij lahko kontaktne tlake določimo na osnovi premočrtne porazdelitve.

Tloris in prereza točkovnega temelja so prikazani na sliki 9.6.

T

TT

V

x

y

eX

eY

V

tloris

VB

1 2x x

y

y

34

L

M =V.eY X

M=

- V

.eX

Y

q1

q2

q3

q2

Sl. 9.6: Tloris in prereza točkovnega temelja

Razporeditev kontaktnih tlakov določimo z upoštevanjem treh ravnotežnih pogojev in s predpostavko linearnega poteka kontaktnih tlakov.

0VLB4

)qqqq(F

432

z1

, 0)

6

L(BL

2

)qq(VeM 12

xy

0)6

B(BL

2

)qq(VeM 23

yx

, q4=q1+(q3-q2)

Z rešitvijo sistema štirih linearnih enačb dobimo:

)L

e6

B

e61(

BL

V

W

M

W

M

BL

Vq xy

y

y

x

x1 )

L

e6

B

e61(

BL

V

W

M

W

M

BL

Vq xy

y

y

x

x2

)L

e6

B

e61(

BL

V

W

M

W

M

BL

Vq xy

y

y

x

x3 )

L

e6

B

e61(

BL

V

W

M

W

M

BL

Vq xy

y

y

x

x4

Rešitev je realna le kadar je prijemališče rezultante vertikalnih sil znotraj območja jedra prereza ex<L/6 in ey<B/6.

Kadarkoli pogoji homogenosti tal, dimenzij ali togosti temeljev niso izpolnjeni moramo pri določanju razporeditev kontaktnih tlakov upoštevati togosti konstrukcije, objekta in tal (interakcijska analiza).

Temeljenje 147

Winkler-jev model temeljnih tal

Pri Winkler-jevem modelu tal (model poznamo tudi pod imenom metoda reakcije tal) ponazarjamo deformabilnost tal s sistemom površinsko razporejenih in med sabo nepovezanih vzmeti. Model je prikazan na sliki 9.7.

k

F1 F2

g + p = q0

F3

Sl. 9.7: Winkler-jev model temeljnih tal

Deformacija (premik v vertikalni smeri, pravimo mu tudi posedek) posamezne vzmeti je odvisen le od vertikalne kontaktne napetosti oz. od vertikalnega vpliva na obravnavano vzmet. Količniku med kontaktnim tlakom in premikom pravimo tudi modul reakcije tal k (kN/m3). Pod temeljem lahko upoštevamo vzmeti enake ali spremenljive togosti v kolikor je podajnost tal pod temeljem različna.

Diferencialno enačbo nosilca na Winkler-jevem polprostoru lahko zapišemo:

)qkz(Bdx

zdEI 04

4

Kjer EI oz. B označuje modul elastičnosti in vztrajnostni moment oz. širino nosilca ter q0 oz. z vertikalno zvezno razporejeno projektno obtežbe oz. premik nosilca v vertikalni smeri.

Zgornjo enačbo je za nekatere enostavnejše primere mogoče rešiti tudi analitično.

Modul reakcije tal pod temeljnimi konstrukcijami praktično nikoli ni konstanten, ker je odvisen od lastnosti tal, velikosti temelja in intenzitete projektnih obtežb, plastifikacije zemljin, konsolidacije itd.

Velikost povprečnega modula reakcije tal lahko mnogokrat zadovoljivo ocenimo z rezultati izračuna posedka temelja za gibke obremenitve v karakteristični točki K, kjer se gibka obtežba približno enako posede kot togi temelj enakih dimenzij. Metodo reakcije tal v praksi največkrat uporabljamo v numerični obliki.

Primer: temeljni nosilec dolžine l=10.0 m, širine B=1.0 m je obtežen s tremi koncentriranimi silami F1=100 kN, F2=200 kN in F3=200 kN ter leži na homogenih tleh debeline 5.0 m na skalni nepodajni podlagi. Določiti je potrebno razporeditev kontaktnih tlakov. Prerez temeljne konstrukcije in tal je prikazan na sliki 9.10.

Materialne lastnosti ter geometrijske in mehanske karakteristike prereza temeljnega nosilca so naslednje:

cm667.2120*5020*100

45*20*5010*20*100zT

42233Tx cm00,1091666333.23*20*50667.11*20*10012/50*2012/20*100I

M 30, E=3.2*107 kN/m2, EI=3.493*105kNm2=3,5*105kNm2.

612.0)10

7.0(*

)10*2*75.0*12(

)10*2.3(k 3

3

7

(relativna togost temelja)

Temeljenje 148

F = 100 kN1

M = 2000 kPaV

= 0,3

2 m

1 m 1 m4 m

(a)

(b)

4 m

2 m 2 m 2 m 2 m

5 m

0,7 m

F = 200 kN3 F = 200 kN2

x

z

0,4 0,40,20,2

T 0,5

M 30 AB

prerez nosilca

Zr

Sl. 9.10: Geometrijski in stratigrafski podatki temeljnega nosilca; (a) vzdolžni prerez

nosilca in temeljnih tal in (b) prečni prerez nosilca Izračun povprečnega modula reakcije tal:

Obravnavamo pravokotni temelj (a/b=10) obremenjen z dodatno enakomerno zvezno gibko obtežbo q=100 kPa. Tloris temeljne ploskve in potek dodatnih napetosti v vertikali pod karakteristično točko temelja K je prikazan na sliki 9.11.

L / B = 10(a)

(b)

K B = 1m

100 kPa

45

0

1

2

3

4

5 m

26

17

11

8,5

L = 10 m

Sl. 9.11: Tloris temeljne ploskve (a) in potek dodatnih napetosti v vertikali K (b)

cm675.72000/)25.41117264550(*100w K , k=100/0.07675=1303kPa/m

Dejanska dodatna obremenitev temelja obteženega s koncentriranimi silami bo znašala 500kN/10m2=50kPa ter povprečni posedek na celotni površini temelja (ob predpostavki prej določenega modula reakcije tal) zaradi dodatnih obremenitev 3.84cm.

Če v izračunu upoštevamo še vpliv razbremenitve z izkopom in ponovne obremenitve s temeljem intenzitete ca. 13kPa ter dejstvo, da je modul stisljivosti pri ponovni obremenitvi vsaj 4x (lahko tudi do 10x) višji dobimo dejanski povprečni posedek temelja ter pripadajoči modul reakcije tal:

wK=3.84*(1+13/(50*4))=4.08cm, k=50kPa/0.0408m=1225kPa/m

Temeljenje 149

Ocenimo lahko, da je vpliv razbremenitev z izkopi za vse običajne objekte zanemarljiv, ker je natančnost pridobljenih podatkov o lastnostih temeljnih tal variira v okviru natančnosti 90-100% dejanskih materialnih vrednosti.

Za določanje kontaktnih tlakov med temeljem in tlemi tokrat predpostavimo kompatibilnost vertikalnih premikov v petih točkah med temeljnim nosilcem in tlemi (glej sliko 9.12).

F = 100 kN1

2 m

1 2 3 4 5

2 m 2 m 2 m 2 m

F = 200 kN3

q1

w1

X

q2 q3 q4 q5

F = 200 kN2

vertikalni premik in

rotacija nosilca Sl. 9.12: Premiki, rotacija in kontaktni tlaki med temeljnim nosilcem in tlemi Vertikalni premik nosilca v točkah 1, 2, 3, 4 in 5 mora biti enak premikom tal v teh točkah.

q1/k=w1

q2/k=w1+x*2m

q3/k=w1+x*4m

q4/k=w1+x*6m

q5/k=w1+x*8m

Tako dobimo 5 enačb enakih vertikalnih premikov s sedmimi neznankami (q1, q2, q3, q4, q5, w1 in x).

Za izračun sedmih neznank moramo dodati še dve ravnotežni enačbi:

Fz=q1*2m2+q2*2m2+q3*2m2+q4*2m2+q5*2m2-F1-F2-F3=0

My=q1*2m2*0m+q2*2m2*2m+q3*2m2*4m+q4*2m2*6m+q5*2m2*8m-F1*0m-F2*8m-F3*4m=0

Sistem sedmih enačb s sedmimi neznankami lahko bolj pregledno zapišemo v matrični obliki:

Temeljenje 150

2400

500

0

0

0

0

0

w

q

q

q

q

q

001612840

0022222

811225/10000

6101225/1000

41001225/100

210001225/10

0100001225/1

x

1

5

4

3

2

1

Z rešitvijo sistema enačb dobimo naslednje rezultate:

q1=30kPa

q2=40kPa

q3=50kPa

q4=60kPa

q5=70kPa

w1=0.02448m

x=0.00408

Ker smo v analizi uporabili togi (nepodajni) nosilec in konstantni modul reakcije tal, smo v bistvu določili kontaktne tlake s predpostavko linearne razporeditve kontaktnih napetosti (intenziteta kontaktnih napetosti je v tem primeru premo sorazmerna vertikalnemu premiku temelja v obravnavani točki). Rezultati primerjalnega izračuna so prikazani na sliki 9.13.

F1 F2F = 500kN

EI = (predpostavka togosti)

ekvivalentna obtežba

400500 5

4

1 2 3 4 5

e = = m

F3

1=26 30,8 40,4 50 59,6 69,2 2=74

Sl. 9.13: Določitev kontaktnih tlakov po metodi premočrtne porazdelitve Robni napetosti v tem primeru določimo:

,kPa26)10

5/4*61)(

1*10

500(1 ,kPa74)

10

5/4*61)(

1*10

500(2

Povzamemo lahko, da so kontaktni tlaki določeni po obeh metodah praktično enaki.

Temeljenje 151

Elastični temeljni nosilec na Winkler-jevem polprostoru

Za doseganje natančnejših rešitev moramo zlasti pri bolj deformabilnih temeljnih konstrukcija k < 0.4 pri določanju kontaktnih tlakov upoštevati še deformacije nosilca. V obravnavanem primeru moramo v izračunu kontaktnih tlakov upoštevati deformacije nosilca zaradi zunanje obtežbe (F1, F2 in F3) ter zaradi kontaktnih tlakov (q1, q2, q3, q4 in q5). Deformacije temeljne konstrukcije izvrednotimo na nadomestnem, fiktivno podprtem in statično določenem nosilcu (glej sliko 9.14).

F = 100 kN1

2 m

1 2 3 4 5

2 m

4 m

. l

. l

. l

. l

2 m

[M ]0

[M ]2

[M ]q =12

3

4

[M ]4

[M ]q =1

[M ]3

[M ]q =1

+

+

-

+

-

+

-

2 m 2 m

4 m

2 m

F = 200 kN3

F = 200 kN3

F = 1 (smer premika navzdol)

INTEGRACIJSKI SHEMI

q .2m = 2 kN12

F = 1

2 kN

F = 1

2 kN

200 . 4 . 48

j

k

1,5

-3

1,5

-3

2,0

-4

400 kNm=

q1

W1

X

02

03 - premik zaradi zunanje obtežbe

fiktivno podprti nosilec04

q2 q3 q4 q5

F = 200 kN2

togi nosilec

Sl. 9.14: Nadomestni nosilec, premiki, upogibni momenti ter integracijska shema

Temeljenje 152

Premike na nadomestnem nosilcu določimo z virtualnim delom po relaciji:

)2(EI6

jkldx

EIMM

w 22l

0

_

0i

kjer so pripadajoči simboli prikazani na sliki 9.14. Vertikalni premiki zaradi koncentriranih sil:

00501

m00419.0)16/125.05.0*2(5.0*75.0*6*10*5.3

8*400*5.1*1

4/3,4/1,5.0,5.0

50402

m006095.0)25.025.05.0*2(5.0*5.0*6*10*5.3

400*8*2

5.0

503

Ker so intenzitete posameznih kontaktnih tlakov neznane, izvrednotimo njihove vplive (ij-vertikalni premik nosilca v interakcijski točki i zaradi kontaktnega tlaka qj=1) za enotne vrednosti vseh kontaktnih tlakov (glej tudi sliko 9.14).

m00006095.05.0*5.0*6*10*5.3

)5.05.05.0*2(*8*4*2

5.0

5

22

33

445

22

22 m0000343.075.0*25.0*6*10*5.3

)25.025.025.0*2(*8*3*5.1

75.0,25.0

3443325

2

23 m0000419.075.0*5.0*6*10*5.3

)25.025.05.0*2(*8*4*5.1

75.0,25.0,5.0

425

22

24 m0000267.075.0*75.0*6*10*5.3

)25.075.075.0*2(*8*3*5.1

25.0,75.0

Vertikalni premik nosilca v točkah 1, 2, 3, 4 in 5 mora biti enak premikom tal v teh točkah.

q1/k=w1+x*0+01+11*q1+12*q2+13*q3+14*q4+15*q5

q2/k=w1+x*2+02+21*q1+22*q2+23*q3+24*q4+25*q5

q3/k=w1+x*4+03+31*q1+32*q2+33*q3+34*q4+35*q5

q4/k=w1+x*6+04+41*q1+42*q2+43*q3+44*q4+45*q5

q5/k=w1+x*8+05+51*q1+52*q2+53*q3+54*q4+55*q5

Temeljenje 153

Tako dobimo 5 enačb enakih vertikalnih premikov s sedmimi neznankami (q1, q2, q3, q4, q5, w1 in x).

Za izračun sedmih neznank moramo dodati še dve ravnotežni enačbi:

Fz=q1*2m2+q2*2m2+q3*2m2+q4*2m2+q5*2m2-F1-F2-F3=0

My=q1*2m2*0m+q2*2m2*2m+q3*2m2*4m+q4*2m2*6m+q5*2m2*8m-F1*0m-F2*8m-F3*4m=0

Sistem sedmih enačb zapišemo v matrični obliki:

2400

500

0

00419.0

006095.0

00419.0

0

w

q

q

q

q

q

001612840

0022222

811225/10000

6100000343.0

1225/10000419.00000267.00

4100000419.000006095.0

1225/10000419.00

2100000267.00000419.00000343.0

1225/10

0100001225/1

x

1

5

4

3

2

1

Z rešitvijo sistema enačb dobimo naslednje rezultate:

q1=30.669kPa

q2=39.671kPa

q3=49.393kPa

q4=59.523kPa

q5=70.743kPa

w1=0.025m

x=0.00409 Za primerjavo izvrednotimo še interakcijske sovisnosti za primer temeljnega nosilca z le 10% togosti (EI=3.4*104kNm2).

q1=34.38kPa

q2=37.79kPa

q3=46.42kPa

q4=56.37kPa

q5=75.08kPa

w1=0.028m

x=0.00415

Temeljenje 154

Elastični temeljni nosilec na elastičnem polprostoru

Kadar želimo z interakcijsko analizo pridobiti realnejše rezultate moramo upoštevati še medsebojne vplive kontaktnih obremenitev na posameznih diskretnih deležih na interakcijski površini, ki se prenašajo preko temeljnih tal. Premike tal v posameznih interakcijskih točkah izvrednotimo z realacijo:

n

1jjiji qw

kjer ij označuje vplivni količnik posedkov temeljnih tal ter pomeni premik v točki i obravnavanega temelja zaradi enotnega kontaktnega tlaka qj, ki deluje na j-tem diskretnem delu kontaktne površine med temeljem in tlemi. Prerez in tloris temeljnega nosilca z razdelitvijo interakcijske površine na 5 enakih diskretnih deležev je prikazan na sliki 9.15.

F = 100 kN1

M = 2000 kPa, = 0,3V

2 m

2 m

1 m

tloris

5 m

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

2 m 2 m 2 m 2 m

F = 200 kN3

q1 q2 q3 q4 q5

F = 200 kN2

Sl. 9.15: Prerez temeljne konstrukcije in diskretizacija interakcijske površine Vplivne količnike ii določimo po metodi določanja posedkov s srednjimi moduli stisljivosti. Razporeditev dodatnih napetosti v vertikali pod karakteristično točko posameznega elementa kontaktne površine je določena po Kany-u (glej sliko 9.16).

5 m4

32

1 0,381

0,17

0,09

0,07

0,05

0

a = 2 m

a / b = 2

(a) (b)b = 1 mq = 1

q = 1kPa

Sl. 9.16: (a) element kontaktne površine in (b) dodatne napetosti v vertikali pod karakteristično točko. 11=1.00*(0.5+0.38+0.17+0.1+0.07+0.025)/2000=0.0006175m=22=33=44=55

Temeljenje 155

Medsebojne vplive posameznih kontaktnih tlakov določimo po Steinbrenner-ju (glej sliko 9.17.

3 1

0,5q = 11 2

Sl. 9.17: Shema določanja vplivov za sosednji površini

12=1.00*(0.0+0.04+0.06+0.05+0.04+0.015)/2000=0.0001025m 12=21=32=23=43=34=45=54

5 3

0,5q = 11 2

Sl. 9.18: Shema za določanje vplivov za 2.0m odmaknjeni površini

13=1.00*(0.0+0.002+0.009+0.011+0.018+0.0085)/2000=0.0000243m 13=31=42=24=35=53

Za medseboj še bolj oddaljene temelje vplivne količnike ni mogoče dovolj natančno določiti in zato jih v tem primeru ne upoštevamo.

Interakcijske enačbe zapišemo v naslednji obliki:

555454353252151

5

1j05x1jj505x15

5

1j55454353252151jj5

545444343242141

5

1j04x1jj404x15

5

1j45444343242141jj4

535434333232131

5

1j03x1jj303x15

5

1j35434333232131jj3

535434323222121

5

1j02x1jj202x15

5

1j35434323222121jj2

515414313212111

5

1j01x1jj101x15

5

1j15414313212111jj1

qqqqq8wq8wqqqqqq

qqqqq6wq6wqqqqqq

qqqqq4wq4wqqqqqq

qqqqq2wq2wqqqqqq

qqqqq0wq0wqqqqqq

oz. splošno: 0xi1 xwIqq

kjer , in q označujejo podajnostno matriko tal, podajnostno matriko objekta in

temeljne konstrukcije in vektor kontaktnih tlakov ter ix,I in 0 enotni vektor,

vektor koordinat od izbranega izhodišča ter vektor vertikalnih premikov temeljne konstrukcije zaradi zunanjih obremenitev določenih na fiktivno podprtem statičnem modelu temeljne konstrukcije.

Sistem interakcijskih enačb lahko zapišemo v naslednji končni obliki:

0xi1 xwIq

kjer pomeni podajnostno matriko temeljne strukture v kateri je lahko upoštevana podajnost tal, temelja in celotnega objekta.

Za določitev kontaktnih tlakov in deformacij temeljnega nosilca moramo h gornjim petim enačbam dodati še dve ravnotežni ter dobimo:

Temeljenje 156

2400

500

0

00419.0

006095.0

00419.0

0

w

q

q

q

q

q

001612840

0022222

810006175.00001025.00000243.000

610001025.00000343.0

0006175.0

0000419.0

0001025.0

0000267.0

0000243.00

410000243.00000419.0

0001025.0

00006095.0

0006175.0

0000419.0

0001025.00000243.0

2100000267.0

0000243.0

0000419.0

0001025.0

0000343.0

0006175.00001025.0

01000000243.00001025.00006175.0

x

1

5

4

3

2

1

Rezultati rešitve interakcijskega problema so naslednji: q1=34.756Pa, q2=37.39kPa, q3=47.81kPa, q4=53.19kPa, q5=76.85kPa

w1=0.0265m

x=0.00345 Izvedba plitvih temeljev

Pri plitvem temeljenju razlikujemo točkovne in pasovne temelje ter temeljne nosilce, brane, plošče in lupine.

Točkovni temelji

Med točkovne temelje prištevamo temeljne konstrukcije, ki so z dodatno obtežbo točkovno obremenjene (npr. temelj pod enim posameznim stebrom). Z ozirom na konstrukcijsko zasnovo ločimo nearmirane (ne prenašajo nateznih napetosti) in armirane točkovne temelje.

Pri nearmiranih (masivnih oz. temeljih brez natezne trdnosti) dosegamo ustrezno razporeditev napetosti na širšo temeljno ploskev z direktnim raznosom napetosti oz. z ustrezno masivnostjo (debelino) temeljne konstrukcije (glej sliko 9.19).

L

Bh

min.20cm

1 1

tloris

steber

prerezV

a a

Sl. 9.19: Tloris in prerez masivnega točkovnega temelja

Za neposredno razporejanje dodatnih obremenitev morajo dimenzije temelja ustrezati pogoju:

2<tg > (12/)0.5*q

kjer q označuje kontaktni tlak (kPa/100) in -tlačno trdnost betona (za lomljeni kamen tg=2 ter za lomljeni kamen v cementni malti =6MPa).

Temeljenje 157

Pri vseh običajnih gradnjah in zlasti še pri velikih obremenitvah, velikih posedkih in/ali pri gradnjah na manj stabilnih pobočnih lokacijah so primerni le AB točkovni temelji (slika 9.20).

podbeton (5-10)cm

AB

strižna armatura

prerez

d

a

a

a a

a

L

B

A

A

d d

d

d

V

a

Sl. 9.20: Prerez in tloris AB točkovnega temelja

q=V/LB(za simetrično obremenjeni pravokotni temelj, L oz. B<4m na homogenih tleh)

MA-A=(1/2)*(L-a)*B*q*(L-a)/4=B*q*(L-a)2/8

Q=V-q*(a+2d)2 (celotna strižna sila, ki se prenaša preko betonskega prereza)

m=Q/(4*(a+2d)*0.9d) (povprečna strižna napetost v betonu)

Af=MA-A/(0.9*d*a) (približna ocena potrebne natezne armature)

Nesimetrično obremenjene točkovne temelje dimenzioniramo po podobnem principu, le da v izračunu upoštevamo neenakomerno razporeditev kontaktnih tlakov.

V nekaterih specialnih primerih (npr. pri visokih dimnikih) lahko predvidimo tudi lupinaste temelje (glej sliko 9.21).

Sl. 9.21: Pogled in prerez votlega lupinastega temelja

Temeljenje 158

Pasovni temelji

Pasovni temelji praviloma prenašajo in razporejajo obremenitve z zidovi na temeljna tla. V teh primerih morajo biti tudi dodatni vplivi v vzdolžni smeri približno enako porazdeljeni (obravnavamo le dolžinski pas 1.0m, glej sliko 9.22).

V (kN/m)

b

B

zid

BB

VV

Sl. 9.22: Prečni prerezi pasovnih temeljev

Tudi pasovni temelji so lahko nearmirani kadar v prečni smeri izpolnjujejo kriterije direktnega prenašanja dodatnih vplivov.

Temeljni nosilci Temeljni nosilci prenašajo vplive več stebrov ali več zidov na temeljna tla. Glavne obtežbe se pri takšnih konstrukcijah prenašajo oz. razporejajo v vzdolžni smeri. V prečni smeri običajno zadostuje minimalna armatura (glej sliko 9.23).

L

B

B

F2 F3F1

L

D

p

q

F2F1

Sl. 9.23: Primera AB temeljnih nosilcev

Temeljenje 159

Takšne temeljne konstrukcije so lahko obremenjene z vertikalnimi, horizontalnimi in momentnimi obtežbami (vplivi zgornje konstrukcije).

Kontaktne obremenitve (normalne in strižne) določamo po teoriji interakcije objekt-temelj-tla; le pri manjših objektih je dopustna aplikacija teorije premočrtne razporeditve kontaktnih tlakov.

Temeljne brane

Brane uporabljamo pri temeljenju večjih skeletnih objektov na slabše nosilnih temeljnih tleh. Predstavljajo dva med sabo povezana sistema temeljnih nosilcev (v različnih smereh) praviloma pod stebri objektov (glej sliko 9.24).

B

B - B

B

Sl. 9.24: Prerez in tloris objekta temeljenega na temeljni brani

Temeljne plošče

Pri temeljenju na slabo nosilnih temeljnih tleh večkrat uporabljamo temeljne plošče, ki prenašajo vplive z objekti na temeljna tla preko celotne površine tal pod objektom. V nekaterih primerih je izvedba temeljnih plošč potrebna zaradi zaščite kletnih prostorov pred dvigom vlage ali talne vode in tudi predvsem zato, da nam temeljna plošča olajša nadaljevanje gradnje (delamo v suhem, lažje podpiramo etažne plošče, enostavnejše je skladiščenje, olajša horizontalne transporte itd.).

Praviloma se na temeljne plošče obtežbe z objekti prenašajo preko več zidov ali sten, lahko pa so to tudi točkovni ali pasovni temelji z debelino, ki je bistveno manjša od ostalih dimenzij (glej sliko 9.25).

Temeljenje 160

VF F

L

LL < 2B L < 2B

B B

Sl. 9.25: Primera temeljnih plošč

Pri temeljnih ploščah so deformacije v obeh smereh približno enakega velikostnega razreda in zato prenašajo obtežbe v obeh smereh kot npr. križno armirane betonske plošče.

Z ozirom na razporeditev vplivov in ekonomiko izvedbe temeljne konstrukcije lahko predvidimo gladke, rebraste ali gobaste plošče.

B

B - B

Brebro

rebro

steber

steber

plošča

plošča

Sl. 9.26: Primer rebraste plošče

vodovod, kanalizacija itd.

Sl. 9.27: Primer kasetne plošče

Pod skeletnimi objekti zaradi zmanjšanja potrebne debeline temeljne konstrukcije večkrat predvidimo gobaste plošče (glej sliko 9.28).

Temeljenje 161

B B

strižna armatura

razširitev obtežbe

a.) brez kapitelov (gob)

b.) kapitel zgoraj (pri tankih ploščah)

c.) kapitel spodaj

nevarnost preboja

moti v kleti

Sl. 9.28: Gobaste temeljne plošče

Pri temeljenjih na zelo stisljivih temeljnih tleh lahko uporabljamo tudi žaluzijske temeljne plošče, kjer vplive z objekti prenesemo na površino tal, ki je večja od površine objekta (žaluzijska konstrukcija pomeni členkasto povezane posamezne sorazmerno toge temeljne plošče, glej sliko 9.29).

objekt

tlaknasip

AB ploščamehka tla

žaluzije

žaluzije

Sl. 9.29: Žaluzijska temeljna plošča

Pri vseh ploščah določamo razporeditve kontaktnih tlakov po teoriji interakcije objekt-temelj-tla. Za določanje notranjih obremenitev v temeljni konstrukciji pa uporabljamo teorije ravnih, rebrastih in gobastih plošč oz. lupin.

Temeljenje 162

Dokazovanje nosilnosti plitvih temeljev

Mejno stanje globalne stabilnosti Pri vseh projektnih pristopih PP1, PP2 in PP3 mora biti dokazano nepreseganje mejnega stanja globalne stabilnosti geotehničnih objektov, katerih stabilnost bi lahko bila ogrožena za primer premikov togih objektov skupaj s temeljnimi tlemi pod in ob objekti. Primera modela mejnega stanja STA (globalna stabilnost) za podporno konstrukcijo in stanovanjski objekt sta prikazana na sliki 9.30.

Sl. 9.30: Modela mejnih stanj STA za podporno konstrukcijo in stanovanjski objekt

Mejno stanje globalne stabilnosti je pomembno zlasti pri gradnjah vseh objektov na pobočjih, ob rekah, kanalih, morskih obalah, ob izkopih za gradbene jame in tudi pri vseh vrstah podzemnih gradenj. Mejno stanje je dokazano v kolikor je z upoštevanjem delnih količnikov vplivov (f) in zahtevanih količnikov materialnih lastnosti tal (m) mogoče dokazati ravnotežje strukture (objekt in tla) nad potencialno porušnico za vse izbrane projektne situacije.

Mejno stanje nosilnosti tal pod posameznimi plitvimi temelji

Za vse temelje objektov je potrebno dokazati, da v celotni življenjski dobi objekta ne bo presežena mejna obremenitev temeljnih tal pod temelji, ki bi lahko povzročila lokalni lom tal (izrivanje zemljin izpod temeljev). Mejno stanje (GEO) dokažemo z naslednjim izrazom.

Vd=Vd(Fkf,Gkf,Xk/m)<Rd=Rd(Hd, B, D,Xk/m,,)

kjer je Vd projektni vpliv na temeljno ploskev, ter Rd skupni projektni odpor, ki ga določimo računsko z modelom mejne nosilnosti temeljnih tal (npr. Brinch-Hansen, 1970, glej sliko 9.31.

Vd

MH , , c

B/2B/2

Vd

Hd

D

, , c

Sl. 9.31: Mejna nosilnost tal pod temeljem (mejno stanje GEO)

Lom v kontaktni površini med temeljem in tlemi (zdrs temelja)

Pri vseh plitvih temeljih, kjer rezultantni projektni vpliv ni pravokoten ne površino temelja, je potrebno dokazati tudi mejno stanje zdrsa temeljne konstrukcije (primer podporne konstrukcije je prikazan na sliki 9.32.

Temeljenje 163

Hd

Vd

RdB

b

Rp;d

Sl. 9.32: Projektni vplivi in odpori pri plitvem temeljenju

Mejno stanje zdrsa (statično ravnovesje) dokažemo z izrazom:

Hd<Rd+Rp;d

kjer Hd pomeni strižno (tangencialno) komponento rezultante projektnih vplivov ter Rd in Rp;d projektni odpor tal v dnu efektivne površine temelja oz. bočni odpor zemljin pred temeljem, ki se lahko aktivira pri analiziranem mejnem stanju.

Kadar so dopustni večji tangencialni premiki temelja je potrebno upoštevati zmanjšanje strižne trdnosti v kontaktni ploskvi med temeljem in tlemi (upad na rezidualno vrednost) oz. zmanjšanje bočnega odpora tal Rp;d v primerih kadar premiki temelja niso dopustni.

Kadar se v tleh pod temeljem porni tlaki zaradi dodatne obremenitve ne morejo povečati, lahko odpor pod temeljem izvrednotimo:

Rd=Vd tan(d)

kjer je (d) projektni kot trenja med temeljem in tlemi, ki lahko znaša d=d pri kontaktnem betoniranju oz. d=0.667d pri montažnih temeljnih konstrukcijah in Rp;d projektna vrednost pasivnega odpora tal pred temeljem, ki se pri analiziranih premikih lahko aktivira (delež pasivnih tlakov).

V nedreniranih pogojih (zasičena koherentna tla) odpor pod temeljem določimo z izrazom Rd=cu;dBL, kjer cu;d označuje projektno vrednost nedrenirane strižne trdnosti zemljine tik pod temeljem. V primerih kadar je voda prisotna v kontaktni površini med temeljem in tlemi je potrebna še dodatna kontrola projektne vrednosti strižnega odpora pod površino temelja Rd<0.4Vd.

Plitvi temelji z veliko projektno ekscentričnostjo

Posebno pazljivo je potrebno obravnavati plitve temelje, kjer ekscentričnost projektnih vplivov (ed) presega (1/3)B pri pravokotnih ter (3/5)R pri krožnih temeljih. V takšnih primerih je potrebno zelo pazljivo določanje projektnih obremenitev ter upoštevanje še morebitne napake pri izvedbi temeljev. Običajno upoštevamo projektno izvedbeno napako do 10 cm, ki hkrati vpliva na določanje mejnih projektnih obremenitev tal pod temelji.

Mejno stanje loma tal zaradi premikov temeljev

Neenakomerni horizontalni in vertikalni premiki temeljev za izbrane projektne mejne obremenitve tal morajo biti manjši od mejnih vrednosti, ki že lahko

Temeljenje 164

povzročijo lom konstrukcije v temelju ali v objektu (mejno stanje STR). Temeljno konstrukcijo je potrebno konstruirati tako, da lahko brez poškodb prevzame predvidene premike (členki, diletacije) oz. jo je potrebno konstruirati tako, da mejni premiki ne bodo preseženi.

Mejna stanja uporabnosti

Pri mejnih stanjih uporabnosti je potrebno dokazati največkrat nepreseganje mejnih stanj premikov in trajnosti geotehničnih konstrukcij. Pri nekaterih konstrukcijah je pomembno tudi še npr. zamakanje, estetski videz itd.

Pri mejnem stanju premikov je potrebno ločeno dokazati posedke in premike v horizontalni smeri.

Pri posedkih pa še predvsem njihove relativne in absolutne vrednosti ter njihov časovni potek.

Pri zasičenih koherentnih tleh je potrebno ločiti hipne (inicialne, distorzijske), konsolidacijske (zmanjšanje prostornine zaradi iztekanja porne vode) in sekundarne posedke (zaradi pregrupacij zrn v zemljinah).

Pri dokazovanju mejnih stanj uporabnosti upoštevamo vrednosti vseh delnih količnikov (za obtežbe oz. vplive in materialne lastnosti) i=1.0.

Pri vseh zahtevnejših objektih je potrebno dokazati tudi mejne vrednosti premikov (premiki ob mejnem stanju) za projektne vrednosti vplivov in materialnih lastnosti, ki med gradnjo in po njej predstavljajo osnovo za ugotavljanje skladnosti obnašanja konstrukcije s predvidevanji v projektu

Pri oceni posedkov je potrebno upoštevati heterogenosti v sestavi tal, neenakomernost razporeditve vplivov in nelinearne lastnosti temeljnih tal. Velikost relativnih posedkov lahko običajno dosega 10mm s tem, da ne smejo presegati 50% absolutnih posedkov. Pri vseh zahtevnejših objektih je potrebno posedke izvrednotiti po metodah interakcijske analize.

Dimenzioniranje temeljnih konstrukcij

Temeljne konstrukcije dimenzioniramo z ozirom na mejno stanje STR z upoštevanjem notranjih statičnih količin (osne in strižne sile ter upogibni in torzijski momenti), ki jih določimo z upoštevanjem projektnih vplivov in odporov za najneugodnejše kombinacije mejnih stanj pri posameznih projektnih situacijah.

9.3 GLOBOKO TEMELJENJE

V primerih kadar temeljna tla niso primerna za prevzemanje dodatnih obremenitev v zmernih globinah pod koto objekta (majhna nosilnost tal, veliki posedki, nevarnost izpiranja materialov ob rečnih ali morskih obalah itd.) se mnogokrat odločimo za izvedbo sicer bistveno dražjega vendar bolj zanesljivega globokega temeljenja. Ločimo več tipov globokih temeljev:

-globoki masivni temelji izdelani v odprti gradbeni jami, ki je lahko prosta ali pa zavarovana s podpornimi konstrukcijami;

-temeljenje na vodnjakih, ki so lahko izdelani s pogrezanjem ali s postopnim opiranjem od zgoraj navzdol;

-temeljenje na globokih stebrih (pilotih).

Temeljenje 165

Globoki masivni temelji

V to skupino prištevamo vse vrste temeljnih konstrukcij (točkovni, pasovni, temeljne plošče itd.) pri katerih temelj zgradimo klasično v gradbeni jami in nato s stebri podpiramo objekte, ki se nahajajo višje nad njimi. Prostor med temelji in dnom objekta zasujemo z izkopanimi materiali.

Z ozirom na tehnologijo izvajanja del razlikujemo med klasičnimi masivnimi temelji v tleh ter temeljenje na plavajočih skrinjah in kesonsko temeljenje v odprti vodi (glej sliko 9.33).

CH

hribina

delovnakomora

keson

okno

splavnica

faza transporta

polnjenjepriprava temeljnih tal

Sl. 9.33: Globoki masivni temelji; plavajoče AB skrinje in kesonsko temeljenje

Plavajoče skrinje imajo spodaj zaprto dno in se uporabljajo v odprti vodi. Izdelujejo jih na kopnem v delavnici ter jih nato z vlačilci dostavijo na gradbišče. Na gradbišču jih zapolnijo z balastom ter počasi posedajo na v naprej pripravljena temeljna tla pod nivojem odprte vode.

Pnevmatski kesoni so v dnu odprti ter morajo imeti kompresijsko, zdravniško in delovno komoro. Delavci v keson prihajajo skozi posebno kompresijsko oz. dekompresijsko okno, dela izvajajo v suhem, ker komprimirani zrak iztisne vodo iz območja zvona pod kesonom.

Med globoke masivne temelje prištevamo vse globoke temeljne konstrukcije, ki dodatne vplive z objekti prenašajo samo preko svoje tlorisne površine na temeljna tla.

Vodnjaki

Med vodnjake prištevamo tiste globoke temeljne konstrukcije, ki so zgrajene po tehnologiji postopnega posedanja ali postopnega izkopavanja ob zaščiti z AB obroči oz. armiranimi oblogami iz brizganega betona ter so zgrajene klasično v notranjosti vodnjaka ter dodatne vplive z objekti prenašajo preko tlorisne površine in z bočnim trenjem ob plašču vodnjaka na temeljna tla.

Primera vodnjakov sta shematsko prikazana na sliki 9.34.

Temeljenje 166

podkopavanje

brez zaščite vkompaktnih hribinah

steber

stabilna tla

nanj nosilna tla

AB obroči

armiranibrizgani beton

nosilnostplašča

nosilnost dna

dograjevanjevodnjaka

Sl. 9.34: Temeljenje na vodnjakih; postopno izkopavanje in zaščita z AB obroči oz. armiranim brizganim betonom ter postopna izvedba s posedanjem

Kadar postopno izkopavanje izvajamo z zaščito z AB obroči moramo pravilno oceniti višino oz. globino posamezne kampade do katere so tla še samonosilna. V boljših materialih so globinske kampade lahko bistveno večje, zaščito izkopa pa je mogoče izvajati z armiranim brizganim betonom.

Ko dosežemo projektirano globino, položimo podbeton, z armaturo povežemo že izdelano bočno zaščito in zabetoniramo dno vodnjaka.

Pri vodnjakih grajenih po tehnologiji posedanja postopoma podkopavamo dno pod plaščem vodnjaka in ga po potrebi na površini še dodatno obremenimo, da dosežemo kontinuirano posedanje. Nato plašč na površini dogradimo in ponovno posedamo dokler ne dosežemo s projektom predvidene oz. potrebne globine.

Temeljenje na pilotih

Piloti so v primerjavi z vodnjaki izrazito bolj vitke temeljne konstrukcije. Izdelujemo jih iz lesa, betona ali jekla ter prenašajo vplive z objekti na bolj nosilna temeljna tla v večji globini.

V kolikor so pod konico pilota bistveno bolj nosilna tla kot ob plašču pilota le ti vertikalne obtežbe prenašajo kot stebri v spodnje materiale (stoječi piloti, glej. sliko 9.35).

Kadar se tudi na območju plašča pilotov nahaja del dobro nosilnih tal, se del vertikalnih vplivov prenaša preko konice in del preko plašča in v primerih kadar se celotni pilot nahaja v homogenih zemljinskih materialih se prevladujoči del vertikalnih obtežb prenaša preko plašča pilotov na temeljna tla (deleža sta odvisna od razmerja med dolžino in premerom pilota).

Med pilote prištevamo temeljne konstrukcije katerih dolžina v tleh je večja od treh premerov.

Temeljenje 167

Fpil.

Rkon.= Rpil. Rkon.

Rpl.

Fpil. = F + Fkon. pl.

Rkon. = (0,2 - 0,1) Rpil.

Rpl

. = (

0,8

- 0

,9)

Rpi

l.

Fpil.

nenosilno

nenosilno

nosilno

Sl. 9.35: Prenašanje vertikalnih vplivov s piloti na temeljna tla

Materiali za izvedbo pilotov

Les

Ker je les v primeru osuševanja in ponovnega namakanja izpostavljen trohnjenju, lahko lesene pilote za temeljnje stalnih objektov uporabljamo le kadar so stalno pod nivojem talne vode. Pri začasnem temeljenju lahko uporabljamo smrekove pilote, medtem ko za temeljenje trajnih objektov uporabljamo pilote predvsem iz hrastovega, borovega ali macesnovega lesa.

Nearmirani beton

Nearmirani beton lahko uporabljamo izjemoma le pri masivnih pilotih izdelanih v tleh.

Armirani beton

Armirani beton lahko uporabljamo za izvedbo vseh vrst pilotov (zabitih, uvrtanih in/ali vtisnjenih v tla). Z armaturo prevzemamo vse natezne napetosti pri transportu, zabijanju ter v obdobju eksploatacije.

Prednapeti beton

Piloti iz prednapetega betona imajo niz prednosti imajo pred AB piloti. Pri upogibnih obremenitvah sodeluje celotni prerez, ker pri PB ni razpok so manjši tudi agresivni vplivi okolja, sami piloti pa so zato lahko predvsem tanjši in lažji. Prednapeti beton je zlasti primeren za izvedbo zelo dolgih pilotov, ki jih na gradbiščih sestavljajo iz krajših elementov ter med sabo zalepijo ter kontinuirajo.

Jeklo

Pri izdelavi pilotov uporabljamo jeklo v obliki valjanih cevi in profilov poljubnih dimenzij. Pri uvrtanih pilotih jekleno konstrukcijo pilota vstavimo v zaščitno cev, ki jo ob betoniranju postopoma izvlačimo (beton varuje jeklo pred korozijo). Pri zabitih pilotih je potrebna skrbna izvedba protikorozijske zaščite.

Temeljenje 168

Tehnologije za izvedbo pilotov

Zabiti piloti V preteklosti so pogosto uporabljali lesene zabite pilote. Dolžina teh pilotov je 15.0 do največ 20.0 m, premeri iglavcev znašajo do 0.40 m ter hrastovih do 0.6 m. Glave za zabijanje zaščitimo z jeklenimi obroči ter konice z jeklenim čevljem, da se ne poškodujejo pri prodiranju skozi bolj trdna tla (glej sliko 9.36). Prereze pilotov dimenzioniramo po predpisih oz. normah za lesene konstrukcije. Za pilote je uporaben predvsem smrekov, borov in hrastov les.

d

okov

jeklo

fiktivna konica

dolžina konice1 - 1,5 d trda tla2 d mehka tla

okovana konica

Sl. 9.36: Leseni zabiti piloti

Pri AB pilotih so dimenzije omejene zaradi težav pri transportu in zabijanju. Armirati jih je potrebno z vzdolžno in prečno armaturo. Armaturo je potrebno ojačati na dolžini 3d ob glavi ter konici pilota (glej sliko 9.37). Prerez vzdolžne armature mora po priporočilh znašati >1.3%.

Podobno so zasnovani tudi zabiti piloti iz delno prednapetega betona, ki imajo v prerezu še adhezijsko prednapeto armaturo le da so zato lahko lažji (izdeluje jih tudi Gradis Ljubljana, običajne dimezije so 35/35cm).

Pri AB zabitih pilotih so največkrat kritične transportne obremenitve. Dolžina takšnih pilotov je omejena do max. 40-45 m ter njihova največja teža do 100kN. Slabost takšnih pilotov je dejstvo, da jih na gradbišču skoraj ni mogoče podaljšati.

Temeljenje 169

Sl. 9.37: Adhezijsko prednapeti zabiti piloti

Predvsem pri temeljenju v morski vodi in agresivnem okolju so najprimernejši piloti iz prednapetega betona. Takšni piloti so običajno votli, sorazmerno lahki in imajo veliko upogibno togost. Premer takšnih pilotov je lahko 0.50-2.50m, debelina stene 10-20cm. Konice pilotov in glave za zabijanje so lahko dodatno ojačane z armaturo.

Za lažje zabijanje se lahko pri vgrajevanju ob konici dovaja vodo. Izdelujejo se lahko v segmentih, ki jih nato na gradbiščih sestavljajo. Primer takšnega pilota je prikazan na sliki 9.38.

L = n lx

kabel

odprtine za kable žlebovi za kable

epoksidna malta

Sl. 9.38: Montažni prednapeti piloti

Jeklene zabite pilote izdelujemo iz valjanih ali vlečenih jeklenih profilov. Zaradi velikega modula elastičnosti in vstrajnostnega momenta so takšni piloti bistveno lažji od betonskih in jih je lažje vgrajevati (manjši vplivi vibracij na okolje). Pilote iz vlečenih cevi lahko kasneje v notranjosti zapolnimi z betonom s čimer povečamo togost konstrukciji in jim zagotovimo potrebno antikorozijsko zaščito. Jekleni zabiti piloti so uporabni v vseh geotehničnih pogojih, nosilnost jim lahko še dodatno

Temeljenje 170

povečamo s krili. Globina zabijanja je praktično neomejena (40m v enem dnevu), podaljšujemo jih lahko enostavno z varjenjem.

Predvsem v preteklosti so zaradi pomanjkanja ustrezne mehanizacije v mnogih primerih pilote gradili monolitno v tleh. V tla se najprej vgradi (zabije) jekleni kalup primerne oblike, odprtino v tleh pa se nato zapolni z betonom in/ali armaturo. Kalup lahko ostane v tleh ali pa ga ob betoniranju postopoma izvlečejo. V to skupino spadajo tehnologije Raymond, Stern express, Franko itd.

Piloti izdelani v tleh z vrtanjem

Pri nas se največ uporablja Benotto tehnologijo. Pri izkopavanju pilotov premera 60, 80, 100, 125, 150 cm (v tujini tudi do 250 cm) s posebno žlico (grabežem) izkopavamo materiale iz vrtine zavarovane z jekleno zaščitno cevjo. Dela se izvajajo s specialno mehanizacijo oz. opremo (glej sliko 9.39).

Sl. 9.39: Shema izvedbe Benotto pilotov

Ob izkopavanju zemljin v notranjosti pilota s posebno napravo (lavirko) rotiramo zaščitno cev (kolono), da jo je lažje hidravlično potiskati v tla. Izkop mora biti pred betoniranjem v celoti zavarovan z zaščitno jekleno cevjo, ki jo ob napredovanju del podaljšujemo s segmenti dolžine 2.0-5.0 m.

Kadar pri napredovanju del trčimo na ovire (samice, zelo trdna skalna tla) jih najprej zdrobimo s posebnim dletom (sekačem), ki prosto pada na trdno oviro ter nato zdrobljene materiale odstranimo z žlico (grabežem).

Ko z izkopavanjem dosežemo projektirano globino, površino izkopa dobro očistimo, vstavimo armaturni koš ter telo pilota postopoma kontraktorsko zabetoniramo, zaščitno cev nato pazljivo in postopoma izvlačimo.

Zunanji premer armaturnega koša znaša D-(16-18 cm) v odvisnosti od poškodovanosti zaščitnih cevi. Statično višino oz. koristen betonski prerez pilotov predstavlja le notranji premer zaščitne cevi oz. betonski prerez znotraj zaščitne cevi, ker je zunanja plast betona poškodovana in pomešana z materiali iz izkopa.

Temeljenje 171

Benotto pilote je mogoče izdelati poševne v nagibu <18. V stabilnih zemljinah (poltrdne in trdne gline) in v kompaktnih hribinah je možna izvedba kvalitetnih uvrtanih pilotov brez zaščitnih cevi oz. jih vgradimo le na zgornjih 3-6 m globine, da se materiali ne sipljejo v vrtino. V takšnih primerih je mogoče vrtanje pilotov s špiralnim svedrom ali s posebno frezo in valjasto komoro za transportiranje izkopanih materialov na površino (GEODRIL tehnika).

Vendar je za doseganje zanesljivih in trajnih pilotov potrebno izvajati oblogo vrtine vse do kote dna pilota ali predvideti opiranje oz. zagotavljanje stabilnosti izkopa z bentonitno suspenzijo, kjer stabilnost vertikalnih sten izkopa zagotavljamo s hidrostatskimi nadtlaki v notranjosti pilotne vrtine.

Dokazovanje nosilnosti in premikov temeljenja na pilotih

Pri temeljenju na pilotih moramo za vse kritične projektne situacije dokazati, da za izbrani projektni pristop 1, 2 ali 3 ne bodo v projektni življenjski dobi presežena naslednja mejna stanja in njihove kombinacije:

izguba globalne stabilnosti celotnega temeljenja STA (za pilote na pobočjih, ob obalah rek, jezer itd.);

lom v tleh pod in ob posameznem pilotu in za skupino pilotov zaradi prekoračene vertikalne nosilnosti GEO;

dviganje oz. premajhna natezna nosilnost pilotov GEO;

lom v tleh zaradi preseženih horizontalnih vplivov na pilote GEO;

strukturni lom pilota zaradi preseženih upogibnih, strižnih ali uklonskih vplivov STR;

kombinirani lom tal in konstrukcije pilotov GEO+STR;

kombinirani lom tal in konstrukcij, ki povezujejo posamezne pilote GEO+STR;

preseženi posedki, dvižki in/ali vibracije.

Vplivi (obtežbe) na pilote

Za vplive, ki se na pilote prenašajo preko zgornjih konstrukcij oz. objektov veljajo pravila za projektiranje gradbenih konstrukcij. Razporeditev vplivov z objekti na pilote je potrebno določiti z interakcijsko analizo med pilotno blazino (grede, plošče itd.) ter objekti, ki jih temeljimo (težavna je predvsem ocena togosti posameznih pilotov). Dodatne vplive na pilote (lahko so tudi glavni) predstavljajo vplivi tal na pobočjih v kolikor se ta nahajajo v labilnem oz. v stanju nekontroliranega gibanja. Takšne vplive povzročajo nestabilni površinski sloji zemljin (plazovi, glej sliko 9.40), potresi, površinske obtežbe itd.

nestabilnapreperina

hribina

piloti

Sl. 9.40: Vplivi na pilote in odpori na nestabilnih pobočjih

Temeljenje 172

V primerih nestabilnih pobočjih določamo vplive na pilotne konstrukcije po pravilih interakcije med piloti in zemljinami (vsiljeni premiki) oz. po metodi mejnih stanj (GEO ali STA problemi) kot tisto rezultantno silo, ki zagotavlja ravnotežeje dela nestabilnega pobočja skladno s pristopi S1, S2 oz. S3 in delnimi količniki za mejno stenje STA oz. izjemoma tudi GEO.

Med običajne dodatne obtežbe prištevamo ''negativno trenje'' na pilotih, ki lahko nastane v primerih dodatnih vertikalnih obremenitev površine tal s plitvimi temelji, z nasipi (glej sliko 9.41), ob potresu itd.

nasip

tla

neg

q = . hnh

dEh

Sl. 9.41: Vpliv nasipa na pilotno konstrukcijo

Kadar negativno trenje upoštevamo kot dodatno obtežbo, mora biti njena vrednost enaka največji vrednosti aktiviranega trenja zaradi dejanskih relativnih premikov zemljin ob plašču pilota navzdol. Določiti jo je potrebno ločeno za posamezne in za obravnavano skupino pilotov.

Za primer na sliki projektni vpliv negativnega trenja določimo:

.pl

pla.neg dAF

kjer a označuje adhezijsko strižno trdnost med plaščem pilotov in zemljino ter Apl površino plašča pilota v zemljini, kjer se negativno trenje lahko aktivira. Dodatno horizontalno obtežbo nasipa na skupino pilotov določimo:

dh

oz0h dzkE

Izračun dodatne obtežbe po zgornjem izrazu je dopusten le kadar se skupina pilotov ne more deformirati oz. premakniti.

Tlačno (vertikalno) obremenjeni piloti

Pri tlačno obremenjenih pilotih je potrebno dokazati naslednja mejna stanja: mejna stanja globalne stabilnosti objekta (STA); mejna stanja nosilnosti posameznih in pilotov v skupini (GEO); mejna stanja nosilnosti v posameznih prerezih podprte konstrukcije (STR); mejno stanje uporabnosti zaradi preseženih premikov. Določanje nosilnosti pilotov mora temeljiti na enem izmed naslednjih postopkov: na rezultatih statičnega obtežbenega preizkusa; na empiričnih in analitičnih metodah katerih sprejemljivost je potrjena s

statičnim preizkusom v primerljivih geotehničnih razmerah; na rezultatih dinamičnih preizkusov, če so potrjeni s statičnimi preizkusi v

primerljivih okoliščinah;

Temeljenje 173

na rezultatih opazovanja primerljivih primerov globokega temeljenja; na osnovi rezultatov presimetričnih preiskav itd.

Vertikalno nosilnost pilota dokažemo z relacijo:

Fc;d<Rc;d

kjer je Fcd mejna osna obremenitev pilota vključno z lastno težo ter Rcd vsota vseh projektnih odporov na osne oz. vertikalne obtežbe. Vsoto projektnih odporov izvrednotimo:

Rc;d=Rb;d+Rs;d

kjer Rbd oz. Rsd označujeta projektni odpor na konici oz. po plašču obravnavanega pilota ter ju določimo iz njunih karakterističnih vrednosti:

Rb;d=Rb;k/b in Rs;d=Rs;k/s

kjer sta b in s delna količnika odporov, ki sta lahko naslednja:

PRISTOP R1 R2 R3 R4 zabiti b 1.00 1.1 1.0 1.3 piloti s 1.00 1.1 1.0 1.3 uvrtani b 1.25 1.1 1.0 1.6 piloti s 1.00 1.1 1.0 1.3

Karakteristične nosilnosti konice in plašča pilota praviloma določamo na osnovi obtežbenih preizkusov tako, da izmerjene nosilnosti reduciramo s količniki , ki so odvisni od števila preizkusov ter odstopanj pri meritvah.

Alternativno je dopustno odpore določati tudi na osnovi karakterističnih vrednosti odpora ob konici qbk ter ob plašču pilota qsk, ki jo določimo iz karakterističnih vrednosti lastnosti temeljnih tal.

n

1iskisiskbkbbk qAR,qAR

kjer Ab in qbk oz. Asi in qski označujejo površino konice pilota in karakteristično nosilnost tal pod konico pilota oz. del površine plašča in pripadajočo krakteristično nosilnost tal po plašču pilota v posameznem sloju zemljin (i), ki prispeva k skupni nosilnosti pilota.

Praktični primer Za vertikalno obremenjeni pilot na sliki 9.42 določi dopustno projektno obremenitev za pristop S1 (kombinacija 1).

Temeljenje 174

D=1m

potencialniporušni mehanizem

CH tg. k.

GP

=24°, c=15kPa

=35°c=0kPa

=19kN/m3

=20kN/m3

2 m

3 m

3 m

d2

d1

R =?cd

z

x

Sl. 9.42: Benotto pilot v nehomogenih tleh

Karakteristično nosilnost konice pilota ocenimo z izrazom (Meyerhof 1961):

qbk=0.5*'*D*N+x*Nq+c*Nc

kjer ', x, in c označujejo prostorninsko težo tal pod konico pilota, horizontalno napetost v ravnini konice pilota in kohezijo tal ob konici ter Nc , N oz. Nq količnike nosilnosti, ki so za posamezne strižne kote materialov ob konici podani v diagramu na sliki 9.43.

Sl. 9.43: Količniki nosilnosti vertikalno obremenjenih uvrtanih pilotov

Pri projektiranju zahtevnejših geotehničnih konstrukcij, kjer analitični modeli povsem ne ustrezajo obnašanju tal v naravi, uporabljamo še modelne količnike s;d=1.0-1.2.

Za določanje karakteristične nosilnosti konice pilota uporabimo s;d=1.2 (upoštevamo ga kot delni količnik za materialne lastnosti tal).

Za zemljino GP:

m=30.26, N=16, Nq=60, x z ks =z (1-sin)

qbk=0.5*10*1*16+(2*19+3*9+3*10)*(1-sin30.26)*60=2.907,63kPa

Temeljenje 175

Rbk=2907.63*12*3.14159/4=2.283,64kN

Konica pilota je sposobna prevzeti tolikšne oz. predstavljene računske obtežbe le, če je celotna porušna ploskev v zemljini, ki ima najmanj tako dobre lastnosti kot so v izračunih upoštevane. Potrebna minimalna globina vpetosti pilota v zemljino, ki jo upoštevamo v izračunih je prikazana na sliki 9.44.

Karakteristično nosilnost plašča pilota ocenimo na osnovi stopnje mobilizirane adhezijske trdnosti in trenja med zemljino in plaščem uvrtanega AB pilota.

Za zemljino CH:

m=20.35, cm=12.5kPa, ca=cm/2, m=m/2 (kadar nista določena eksperimentalno)

qsk1=ca1+x1tgm1=12.5/2+19.0x1x(1-sin20.35)x tan10.175=8.47 kPa

qsk2=12.5/2+(19.0x2+1.5x9)x(1-sin20.35)x tan10.175=12.28 kPa

qsk3=(19.0x2+3x9+1.5x10)x(1-sin30.26)x tan15.13=10.73 kPa

3

1siskisk kN1.27014.3x)3x73.103x28.122x47.8(AqR

Sl. 9.44: Potrebna globina vpetosti pilotov v zemljino nazivnih lastnosti

Rcd=Rbd+Rsd=(2283.64/1.25)+(270.1/1.00)=2097.0kN (projektni odpor pilota)

Gk=(2x25+6x15)3.14/4=110 kN (karakteristična teža kola zmanjšana za vzgon)

Rcd'=Rcd-1.35Gk=1948.57 kN (koristni (neto) projektni odpor pilota)

Fcd=1,35F(stalna)+1.5F(sprem.) Rcd=1948.6 kN/pilot

Temeljenje 176

Piloti obremenjeni v horizontalni smeri

Projektno nosilnost pilota za horizontalne obtežbe dokažemo z izrazom:

Ftr;d Rtr;d

Kjer Ftrd označuje projektno obtežbo prečno na pilot (Ftrd = f Fi za pristope 1, 2 ali 3) in Rtrd projektni odpor pilota za horizontalne obremenitve:

Rtr;d=Rtr;d(Xk/m) za 1 in 3 oz.

Rtr;d=Rtr;d(Xk)/R za pristop 2).

Pri kratkih in relativno togih pilotih (k>0.4) lahko mejno stanje loma tal nastane zaradi rotacije pilota okrog točke (T) na spodnjem delu dolžine pilota (glej sliko 9.45).

, , c

z

ez

T

F Rtrd trd

Sl. 9.45: Mejno stanje loma tal pri horizontalno obremenjenih pilotih

Za aktiviranje polnih vrednosti odporov tal so potrebni znatni horizontalni premiki. Zato pri določanju projektnih odporov upoštevamo delne količnike za materialne lastnosti oz. količnike odporov in modelne količnike.

Odpor tal, ki nasprotuje rotaciji pilota ob mejnem stanju, lahko določimo:

ez=ez(z/D,q,,c)=qKq+cKc

kjer sta Kc in Kq količnika nosilnosti, ki ju določimo iz diagramov (slika 9.46).

Sl. 9.46: Količnika nosilnosti Kq in Kc za horizontalno obremenjene pilote

Primer iz prakse

Obravnavamo AB Benotto pilot Φ100cm, dolžine 10m, ki je vpet v dvoslojna temeljna tla, ki jih gradi plast mastne gline CH odložena na prodnem nanosu GP (slika 9.47). Obravnavani pilot bo obremenjen z znatno horizontalno obtežbo v nivoju površine

Temeljenje 177

temeljnih tal. Po metodi mejnih stanj in z upoštevanjem delnih količnikov po EC 7 je potrebno določiti projektni odpor pilota Rtrd, ki določa največjo projektno obtežbo s katero ga je dopustno obremeniti. V analizi bomo upoštevali samostojni pilot ob predpostavki, da se v vplivnem območju pilota (min. 3 Φ pilota=3.0m) ne nahaja še kakšen dodatni pilot, ki je obremenjen s horizontalno obtežbo).

F Rtrd trd

3m

3-x

2m

38.34

120.38

201.04

251.32

291.54

333.56487.50

487.5+112.5x

817

3m

x

CH

GP

Benotto 100cm

=24°, c=11.715kPa

=35°, c=0

=19kN/m3

=20kN/m3

NPV

Sl. 9.47: Benotto pilot v temeljnih tleh s shemo projektne obtežbe ter odporov temeljnih tal

Dopustno projektno horizontalno obtežbo pilota (mejno nosilnost tal) lahko dokažemo po enem izmed projektnih pristopov 1, 2 ali 3 (EC 7). Upoštevamo pristop1, kombinacija 2, mejno stanje GEO.

Materialni in modelni delni količnik: =1.25, c=1.25, sd=1.1

Za zemljino CH: m=arctan(tan/(sd))=17.94, cm=c/(csd)=8.52kPa

Za zemljino GP: m=26.9327, cm=0.0kPa

Projektne vrednosti odporov vzdolž plašča pilota določimo z izrazom ez= qKq+cKc ter so za posamezne globine tal podane v tabeli 1.

Tabela 1: Projektni odpori tal Globina

z(m) Vertikalna

napetost q(kPa) Količnik

nosilnosti Kq Količnik

nosilnosti Kc Strižni

kot () Kohezija

c(kPa) Odpor tal ez(kPa)

0 0 2 4.5 18 8.52 38.34 1 19 2.3 9.0 18 8.52 120.38 2 38 2.6 12.0 18 8.52 201.04 3 47 2.9 13.5 18 8.52 251.32 4 56 3.0 14.5 18 8.52 291.54 5 65 3.1 15.5 18 8.52 333.56 5 65 7.5 27 0 487.50 6 75 8.0 27 0 600.00 7 85 8.3 27 0 705.00 8 95 8.5 27 0 817.00

Projektno nosilnost pilota za horizontalne obtežbe dokažemo z izpolnitvijo ravnotežnih pogojev za ravnotežje sil in momentov v ravnini Fx=0 in M=0.

Temeljenje 178

V kolikor upoštevamo momentni ravnotežni pogoj na točko prijemališča sile Ftr;d

dobimo nelinearno enačbo z le eno neznanko, ki jo lahko rešimo brez večjih težav.

V območju točke rotacije pilota največkrat upoštevamo linearne sovisnosti med premiki pilota v horizontalni smeri in aktiviranimi mejnimi odpori. Predpostavimo, da se do neke poljubne globine (npr. 5m +x, glej sliko 9.47) aktivirajo projektni odpori v celoti, nato se linearno zmanjšujejo do točke rotacije, ter zopet dosežejo največje projektne vrednosti ob dnu pilota. Računski dokaz projektne nosilnosti izvedemo z reševanjem ravnotežnih enačb (slika 9.47), najprej določimo neznanko x z upoštevanjem momentnega pogoja na prijemališče sile Ftr;d:

0)3/)3x(8((2

)x3(00.817)3/)x3(28(

2

)x3()x5.1125.487(

2

)3/x25(x)x5.112

5.487(2

)3/x5(x50.487

2

667.456.333454.291332.251204.20138.120

32

34.38M

Enačba je izpolnjena pri vrednosti spremenljivke x=0.2196876m.

Projektni odpor pilota za horizontalne obtežbe nato določimo z izrazom Fx=0.

02/)x3(00.8172/3)x5.1125.487(

2/x5.4875.056.33354.29132.25204.20138.1205.034.38FF trdix

Ftr;d < Rtr;d = 722.8435kN/pilot

Projektni odpor pilota (oz. projektna nosilnost pilota za horizontalno obtežbo) za pristop 1, kombinacija 2 in mejno stanje GEO lahko v tem primeru znaša 722.84kN.

Ftr;d = 1.0FG + 1.30 FQ Rtr;d(Xk/m) = 722.84kN

Potrebni prerez armature in dokaz zadostne nosilnosti betonskega prereza določimo na osnovi notranjih statičnih količin (upogibni momenti, prečne sile) za dejansko projektno obtežbo pilota.

Prikazani način izračuna odpora pilota za primer horizontalne obtežbe velja le za posamezne pilote in kadar so le ti vpeti v tla s horizontalnim površjem.

Za pilote v skupini je potrebno določiti še skupni odpor skupine, ki je mnogokrat manjši od seštevka odporov posameznih pilotov.

9.4 IZBOLJŠANJE NOSILNOSTI TEMELJNIH TAL Kadar so rezultati geotehničnih raziskav in analiz (napovedi posedkov, nosilnosti tal, stabilnostnih razmer površja itd.) neugodni oz. nesprejemljivi za kvalitetno izvedbo temeljenja se mnogokrat odločimo za izboljšanje nosilnosti obstoječih temeljnih tal.

Temeljenje objektov na izboljšanih tleh nato običajno izvedemo plitvo.

9.4.1 Zamenjava slabo nosilnih zemljin Kadar se manj nosilne zemljine nahajajo plitvo pod površino jih enostavno odstranimo ter v potrebnem obsegu nadomestimo z bolj nosilnimi, manj stisljivimi oz. bolj prepustnimi zemljinami.

Ker so največje dodatne napetosti tik pod temelji s takšno zamenjavo bistveno zmanjšamo posedke ter hkrati povečamo nosilnost temeljnih tal (glej sliko 9.48).

Pri načrtovanju zamenjav temeljnih tal moramo biti pozorni na nevarnost izpiranja zemljin pri delu pod nivojem talne vode ter na morebitno mešanje zemljin (penetriranje kamnitih zrn v mehka glinasta tla) pri vgrajevanju gramoznih ali drobljenih kamnitih zrn na razmočena in razrahljana glinasta tla.

Temeljenje 179

N

CH45°

pasovni temelj

polst - filc(preprečuje mešanjematerialov)

M >> MVGP

VCH

CH

GF -SPS

plošča

polst - filckontrolestabilnosti

Tamponska gredaM = 60 - 80 MPaV

q = 400kPa

4m

Sl. 9.48: Zamenjava slabo nosilnih tal; (a) pod pasovnimi temeljem in (b) pod krožnim temeljem silosa

9.4.2 Mehansko komprimiranje tal

Zaradi hitrega upadanja dodatnih napetosti (z) predvsem pod točkovnimi in pasovnimi temelji pogosto zadostuje, da izboljšamo (zgostimo) zemljine tik pod temelji ter s tem zmanjšamo posedke.

Dela lahko opravimo z običajnimi statičnimi in dinamičnimi komprimacijskimi sredstvi. Za mehansko zgoščevanje so primerni predvsem nekoherentni in manj zasičeni materiali (peski in gramozi).

Pri koherentnih zemljinah lahko uporabimo princip dinamičnega komprimiranja z dviganjem in spuščanjem težkih uteži, ki se zarinejo v manj nosilna tla. Nato uteži odstranimo ter v nastale odprtine vgradimo peščeno gramozne zemljine, ki jih vibracijsko zgostimo. Včasih lahko dobro zbitost dosežemo s hkratnim dodajanjem vode.

Površinsko komprimiranje je običajno manj uspešno, ker je učinkovito le do majhne globine pod površino.

9.4.3 Injektiranje Z injektiranjem je mogoče izboljšati strižno trdnost, deformabilnost in prepustnost zemljin do poljubne globine pod površino tal. Z ozirom na principe oz. tehnologijo injektiranja ločimo: klasično injektiranje (delovni tlak 10-50 barov) in injektiranje pod visokimi in kontroliranimi tlaki (do 500 barov) po tehnologiji jet - grouting.

Klasično injektiranje: z ozirom na cilje posega in vrste zemljin lahko z injektiranjem dosežemo različne učinke: zapolnitev praznih prostorov (por-kavern) v tleh, zrna lahko med sabo povežemo (gramoz+cement = beton) ali pa z ustrezno injekcijsko maso na zemljine delujemo kemično (povzročimo kemično reakcijo med injekcijsko maso in zemljinami, primer glina – žgano apno).

Za zmanjšanje prepustnosti lahko zemljine injektiramo s suspenzijami oz. emulzijami glin, cementa in vode (bentonit v vrečah pomešamo z vodo in cementom). Pri večjih praznih prostorih uporabljamo cementno mleko in malte ter pri večjih kavernah beton in/ali bitumen.

Z injektiranjem lahko zmanjšamo vodne izgube pri akumulacijah ali preprečimo izpiranje drobnih frakcij zemljin v peščeno-gramoznih materialih. Za zapolnjevanje razpok pri podzemnih gradnjah lahko uporabimo injektiranje vročega bitumna. Z injektiranjem lahko vlažnim zemljinam odvzemamo vodo (injektiranje z žganim apnom). Z injektiranjem izboljšujemo strižno trdnost zemljin, zmanjšujemo

Temeljenje 180

vodoprepustnost, deformabilnost in vlažnost zemljin. Nekaj primerov iz geotehnične prakse je prikazanih na sliki 9.49.

injekcijski blokgradbenajama

obstoječiobjekt

odkruške zainjektiramo

vododržnojedro

preprečimo strujanje

strujnica

injektiranje oz.Jetiranje

propustno

Sl. 9.49: Uporaba injektiranja v praksi

Jet-grouting: jetiranje pomeni injektiranje z visokimi in kontroliranimi tlaki, ki se po globini procesno prilagajajo prepustnosti zemljin tako, da je uporaba injekcijske mase po celi dolžini vrtine približno usklajena z lastnostmi zemljin, ki jih izboljšujemo. Za injektiranje se uporablja največ cementno mleko.

Najprej do delovne globine posega izdelamo vrtino, nato pa ob postopnem izvlačenju opreme v tla vtiskamo injekcijsko maso pod kontroliranimi tlaki.

Rezultat jetiranja je v najboljšem (optimalnem) primeru cementirani slop v tleh, ki lahko v gramoznih tleh dosega premer D = 1.0 m oz. do D = 0.40 m v glinastih zemljinah. V osi slopa je mogoče vgraditi tudi po eno palico armature.

V gramozih dosežemo zapolnitev por s cementnim mlekom, v glinah pa z visokimi tlaki razbijemo osnovno strukturo tal in posamezne materiale dobro povežemo.

V praksi se injekcijska masa lahko tud razlije vzdolž oslabljenih con v tleh tako, da rezultati niso vedno optimalni. Pri injektiranju heterogenih tal obstaja nevarnost dvigovanja tal in poškodb sosednjih objektov. Poraba cementa ca. 200kg/m slopa. Obstajajo različne tehnologije jetirana: enostopenjski (jetiranje injekcijske mase), dvostopenjski (vtiskanje vode in jetiranje) ter tristopenjski jet-grouting (vpihovanje zraka, vtiskanje vode in jetiranje injekcijske mase). Z večstopenjskim jetiranjem lahko tudi v glinah in meljih dosežemo boljše učinke, ker premeri s cementom stabiliziranih slopov lahko dosežejo tudi 70cm.

V praksi največ uporabljamo naslednje injekcijske mase:

Anorganske inj. mase: cement z dodatki drobno mletega peska, bentonita, silikatov in dodatka za nabrekanje (ikatona), apno za stabilizacijo koherentnih zemljin.

Organske injekcijske mase: v to skupino prištevamo katranske in bitumenske injekcijske mase in jih uporabljamo za zatesnitev večjih praznih prostorov v tleh.

Umetne injekcijske mase: v to skupino prištevamo predvsem umetne smole.

Temeljenje 181

9.4.4 Predobremenitve tal Ob obremenitvi tal se le ta deformirajo (posedajo) in zato se materiali pod dodatno obtežbo počasi konsolidirajo.

Najprej se aktivirajo distorzijski posedki (preoblikovanje materiala), nato se povečajo porni nadtlaki, ki pa z izcejanjem vode iz zemljin postopoma upadajo (glej sliko 9.50). V kolikor tla v naprej predobremenimo se bodo zagotovo kasneje ob nanašanju dejanske koristno obtežbe manj deformirala kot bi se v primeru brez predobremenitve.

Ker pa konsolidacijski procesi v odvisnosti od prepustnosti, debeline plasti oz. dolžine poti pri izcejanju vode in stisljivosti zemljin potekajo relativno počasi lahko v praksi vpliv predobremenitve kombiniramo z vertikalnimi drenažami, ki lahko bistveno pospešijo izcejanje vode iz zemljin (glej sliko 9.50).

vtiskanjevertikalne drenaže

polstpeščenifilter

kolut zdrenažo

MH - CH lg.k.

plastično jedro

filc

prerez drenaže

8 cm

posedki

A

q

hMH - CH lg.k.

w

w = dk z

0

h

MV

0.1 1 10 100 1000 log (t/t )0

posedek w

z drenažami

wk

krivulja posedkov brez drenaž

Sl. 9.50: Tehnologija vgrajevanja vertikalnih drenaž, shema obtežb in izračun posedkov cestnega nasipa na zasičenih glinastih tleh in časovni potek posedanje cestnega nasipa z in brez vpliva pospešitve konsolidacije z drenažami

Pri predobremenitvah brez dodatnih drenaž poteka le naravna ''hidrodinamična'' konsolidacija (počasno izcejanje vode zaradi pornih nadtlakov v smeri proti površini oz. k drenažnim slojem). Pri vertikalnih drenažah prevladuje precejanje kapljevine v horizontalni smeri proti drenažam ter nato dalje z dvigom vode v drenažah proti gramoznemu filtru pod nasipom na površju tal.

Po nekaj letih (6 mesecev – 2 let) se tla pod vplivom predobremenitve (običajno je večja od končne koristne obtežbe) toliko konsolidirajo, da so lahko posedki po odstranitvi dela predobtežbe ter po obremenitvi s končnim objektom poljubno majhni. Število in razporeditev vertikalnih drenaž določimo s projektom, tako da računski

Temeljenje 182

posedki na območju celotnega objekta v nekem projektnem času ustrezajo predvidenim projektnim zahtevam.

9.4.5 Gramozni in kamniti slopi Gramozni in kamniti slopi v slabše nosilnih glinastih tleh opravljajo funkcijo drenaže, ki lahko deluje gravitacijsko (slope podvrtamo) ali pa na osnovi pornih nadtlakov (nastanejo zaradi dodatne obremenitve tal) in odvajajo precejajočo se talno vodo na površje. Za stabilnostne razmere ugodni učinek teh slopov je večkratni saj pospešujejo upadanje pornih nadtlakov in s tem povečanje strižne trdnosti, hkrati pa s svojo strižno trdnostjo povečujejo trdnost oz. odpor na prestrig kompozita (gramoz-glina). Ker jih ob vgrajevanju še dobro utrdimo pri dodatnih vertikalnih obtežbah prevzemajo še znatni del dodatnih obtežb. Kadar nam posamezne slope uspe še podvrtati (glej sliko 9.51) dosežemo upadanje nivoja talne vode in s tem še dodatno izboljšamo stabilnostne razmere na pobočju.

Obstaja več tehnologij za izvedbo kamnitih slopov:

v tla zabijamo votle kalupe, odprtino zapolnimo s kamnitim materialom ter kalupe izvlečemo;

kadar obstaja nevarnost bočnega zarušavanja izkopa, najprej v tleh izdelamo pilotno vrtino (tehnologije Benotto, Geodril itd.) z zaščitno cevjo (v stabilnih tleh brez zacevitve), ki jo nato zasujemo s kamnitimi materiali ob sprotnem komprimiranju;

slope vgrajujemo s posebno strojno opremo za vrtanje vrtin in vibracijsko vgrajevanje kamnitega drobirja.

nasip

slopi

voda

tla

upad talne vode

uvrtana drenaža

Sl. 9.51: Kamniti slopi za dreniranje in izboljšanje stabilnosti pobočij

Podvrtanje slopov lahko opravimo s posebno računalniško vodeno opremo v koordinatnem sistemu (x,y,z), ki omogoča natančnost (+-25cm) ter izvedbo cevnih drenaž v globini do 12.00m. V slope vgrajeni material mora imeti za količnik cca. 400 večjo prepustnost kot jo ima zemljina v katero slope vgrajujemo.

9.4.6 Stabilizacija zemljin z apnenimi slopi

Metoda je sodobna in uspešna v glinah, ki vsebujejo do 70% vlage. Pri tej metodi s posebno strojno opremo v tla vtisnemo mešalno glavo (glej sliko 9.52) za dovajanje apna iz kontejnerja s kompresorjem. Ko dosežemo projektirano globino (do 20m), vključimo mešalno glavo (lahko je enojna, dvojna ali trojna) ter hkrati dovajamo žgano apno pod potrebnim tlakom. Z mešanjem glin in apna se v tleh ustvari slop premera 30-50cm iz gline pomešane z apnom, hkrati pa mešalno glavo postopoma izvlačimo.

Temeljenje 183

mešalna glava

komtejnerz apnom

apnenislop

cev za dovod apna

CH - CIžid. do lahkogn. k.

Sl. 9.52: Izdelava z apnom stabiliziranih slopov

Z apnom stabilizirana glina najprej kemično reagira (temp. 1200C), nastane ionska izmenjava ter popolna sprememba strukture glinaste zemljine. Glina se spremeni v kepe, poveča se prepustnost za količnik do100x in hkrati tudi modul stisljivosti do 30x.

V treh mesecih po izvedbi del dosežemo ca. 80% izboljšave ter celotno vrednost po devetih mesecih. Ta način stabilizacije uporabljamo pri gradnji cestnih nasipov in drugih težjih objektov na slabo nosilnih glinastih tleh. Velikost posedkov na različnih območjih uravnavamo z gostoto apnenih slopov (glej sliko 9.53). Za projektiranje in geomehanske analize uporabljamo švedsko ali bolj enostavno metodo srednjih vrednosti. Pred izvedbo večjih odsekov je potrebno izdelati testno polje stabilizacije tal po tem postopku.

h (višina nasipa)

nasip

Sl. 9.53: Uravnavanje posedkov z gostoto z apnom stabiliziranih slopov

9.4.7 Znižanje nivoja talne vode Prisotnost vlage in talne vode s prosto gladino je mnogokrat vzrok nestabilnosti in slabše nosilnosti tal. Zato spada znižanje nivojev talne vode med standardne posopke stabilizacij tal v geotehniki. Zlasti pri bolj zasičenih in malo prepustnih zemljinah je znižanje talne vode dolgotrajen in zapleteni proces (učinkovit je šele po daljšem času). Znižanje talne vode dosegamo z drenažami. Poznamo običajne drenažne zaseke in površinske drenažne zavese.

Razlikujemo tudi med popolnimi drenažami (sežejo do neprepustnih tal) ter nepopolnimi drenažami, ki se nahajajo le v zgornjih slojih prepustnih in zasičenih tal. Tipi drenaž so prikazani na sliki 9.54. Prepustnost drenažnega zasipa mora biti 400x večja od prepustnosti zemljin, ki jih dreniramo.

Temeljenje 184

drenažna cev

beton 15 cmlapor

glina

gramoz

glinasti naboj 30 - 50 cm

min 40 cm

drenažna cevpodbetonlapor

drenažni betonkamnita zložba

drenaža in kamniti moznik

min 1 m

40 cm

drenažna cevRAUDRIL, MIDREN

glinasta posteljicaML -lah. gn. kons.

polst

gramoz

min 40 cm

drenažna cev

filter

mulda

beton

Sl. 9.54: Prerezi drenažnih jarkov; (a) popolna drenaža, ), (b) drenažno-podporno rebro, (c) nepopolna drenaža in (d) drenaža za podporno konstrukcijo

Kadar je dreniranje trajna izboljšava temeljnih tal moramo drenažne cevi opremiti z revizijskimi in zbirnimi jaški za kontrolo in vzdrževanje drenažnih ukrepov (revizijski jašek predvidimo na vsakih 50m ter na vsaki spremembi smeri oz. na priključkih stranskih vej na zbirno drenažno cev).

9.4.8 Kamniti mozniki (zložbe)

lapor

zamenjava nasipa

moznik

Sl. 9.55: Podporno kamnito drenažno rebro (kamnita zložba)

Pri sanacijah plazišč pogosto uporabljamo način izboljšave tal s kamnitimi rebri v smeri plazenja oz. s kamnitimi zidovi oz. kiklopskimi mozniki v smeri pravokotno na smer potencialnih premikov plazov.

Kadar takšni mozniki oz. votline med kamnitimi bloki niso zapolnjene z betonom, le ta niso toge podporne konstrukcije in jih prištevamo k sanacijam oz. izboljšavam temeljnih tal. Primer kamnitega moznika je prikazan na sliki 9.55.

Temeljenje 185

9.4.9 Ostali načini stabilizacij temeljnih tal Obstaja še več drugih vrst sanacij tal: vtiskanje kamnitih blokov, obdelava tal z električnim tokom (elektroosmoza), zamrzovanje, segrevanje itd. Splošna pravila pri izboljšavah tal

Pred vsakim postopkom izboljšave temeljnih tal je potrebno opraviti obsežne in temeljite geotehnične raziskave tal. Kvantitativno je potrebno določiti vrednosti geomehanskih lastnosti posameznih zemljin, kajti le tako je mogoče dejansko ugotoviti oz. potrditi njihove spremembe ter s tem potrditi uspešnost postopka izboljšave temeljnih tal.

Primernost posameznih metod je odvisna od naslednjih dejstev:

debeline in lastnosti posameznih slojev raščenih in nasutih zemljin;

velikosti vodnih tlakov v vseh slojih temeljnih tal;

zahtevnosti, velikosti in položaja načrtovanega objekta;

ogroženosti sosednjih objektov in infrastrukture;

učinkovitosti potrebne izboljšave (trajna oz. začasna);

upoštevati je potrebno časovne zamike med izvedbo izboljšave, doseganja potrebnih sprememb in dinamiko graditve objektov;

vplive na okolje, nevarne snovi, spremembe nivojev talne vode;

trajnost doseženih stabilizacijskih učinkov.

Uspešnost izboljšave se ugotavlja s primerjavo geomehanskih lastnosti zemljin pred in po izvedenih ukrepih.

Temeljenje 186

10. GRADBENA JAMA

Zaradi funkcionalnih razlogov (kleti, podzemni prostori) ali pa zaradi zagotavljanja potrebne nosilnosti tal pod temelji (nosilnost se največkrat z globino izboljšuje) mnogokrat izvajamo plitvo temeljenje v odprti gradbeni jami. Izdelana mora biti tako, da je povsem zagotovljena stabilnost brežin ali vertikalnih odkopnih sten ob njej (geotehnični projekt gradbene jame).

Pojem zagotovljena stabilnost obsega preprečevanje lokalnih površinskih zruškov, obsežnejših splazitev kakor tudi preprečevanje loma temeljnih tal v dnu gradbene jame (dvigovanje tal). Z ozirom na hidrogeološke pogoje razlikujemo odprto gradbeno jamo v suhem ter gradbeno jamo pod nivojem talne vode.

Pri vseh vrstah gradbenih jam ločimo prosti izkop z brežinami v naravnem nagibu ter gradbene jame z zavarovanimi brežinami s podpornimi konstrukcijami (slika 10.1).

(a)

> 1.5 m

H

min 0.5 mF 1.25

F 1.25

(b)

H

sidro drenaža

pilotna stena,zagatna stena,betonski zid

Slika 10.1: Gradbena jama: (a) v širokem izkopu ter (b) zavarovana s podporno konstrukcijo

Široki izkop je ekonomsko najugodnejši vendar izvedbo pogosto preprečujejo bližnji komunalni vodi, ceste, sosednji objekti ter drugi geotehnični pogoji. V praksi vedno izvedemo široki odkop kadar z njim ne ogrožamo stabilnosti sosednjih objektov. Največje dopustne nagibe določimo z upoštevanjem rezultatov stabilnostnih analiz, bolj strma pobočja zavarujemo z obložnimi mrežami (padanje kamenja) ali s cementnimi obrizgi (zaščita pred preperevanjem). Na 3 - 5 m višine uredimo vzdrževalne berme ter na obrobju izdelamo jarke za odvodnjavanje površinske vode.

10.1 Načini varovanja gradbene jame

Za zavarovanje brežin (kadar široki izkop ni varen oz. izvedljiv) uporabljamo vse vrste podpornih konstrukcije: zagatne stene, berlinske stene, opaže, kontinuirane diafragme, pilotne stene, injekcijske zavese itd.

Pilotne stene So konstrukcije izdelane iz AB stebrov v tleh, ki so lahko prekrivajoči, dotikajoči ali razmaknjeni. Po statičnem sistemu so to lahko nesidrane (konzolno vepete) ali sidrane podporne konstrukcije.

Temeljenje 187

obstoječiobjekt

greda

pilot

gradbena jama

mogoča je izvedbatudi poševnih pilotov

sidro

b b = D - 13cmD = 60, 80, 100, 125,150 cm

D

armirani piloti

nearmirani piloti

bb = D + 5 cm

D

b b = (1 - max 3) D

D

AB ali leseno polniloizdelano postopomamed izkopavanjem

Sl. 10.2: Pilotne stene za zavarovanje brežin gradbene jame

Kontinuirane AB diafragme V tleh izdelamo takšne kontinuirane AB stene, ki so potrebne za prevzem obremenitev med gradnjo (začasne konstrukcije) oz. da lahko prenašajo obtežbe z objekti v kolikor jih kasneje uporabimo kot obodne kletne stene objektov. Debeline sten lahko znašajo 30-120cm ter največja globina do 120m.

Izkope (ozke zaseke) v tleh izdelamo s posebno strojno opremo (bager z opremo) in sicer izkopljemo izmenično parne in neparne segmente, ki jih med izvajanjem del pred zarušitvijo zavarujemo z bentonitno izplako. V že izkopane parne segmente bočno vstavimo zaščitne jeklene cevi, da ostanejo bočne ploskve po betoniranju ravne (glej sliko 10.3).

max. 4m

1 2 3 4 5 6

30

D - širina stene

AB klešče AB kleščeparni segment

80 - 150

Hidravlična vodila

žlica

žlica v pogledu bentonit

neparni

parni

cevi odstranimo

Sl. 10.3: Shema izvajanja AB diafragme

Temeljenje 188

V izkopani zasek zapolnjen z bentonitno suspenzijo vstavimo armaturni koš ter nato zasek kontraktorsko zabetoniramo. Hkrati z betoniranjem (i)-tega zaseka izvajamo izkopavanje (i+1)-vega zaseka tako, da bentonitna izplaka odteka po jarku ter polni naslednji zasek. Po izvedbi vseh parnih elementov izkopljemo neparne, ki se nahajajo med dvemi zaščitnimi cevmi.

Pred vgrajevanjem armature neparnih elementov z bočnimi udarci odstranimo zaščitne jeklene cevi, vstavimo armaturni koš ter steno kontinuiramo, med zaseki po odstranitvi cevi ostanejo polkrožni vtori, ki strižno povezujejo posamezne segmente. Zgornje dele stene iz betona slabše kakovosti (pomešanega z bentonitom) odstranimo ter nadaljujemo z gradnjo.

Injekcijske stene in zavese Metode injektiranja so uporabne v skoraj že kakršnihkoli tleh. Pri varovanju gradbenih jam z injketiranjem (dodajanjem veziva) toliko izboljšamo geomehanske lastnosti tal, da postanejo samonosilna.

Gramoz injektiramo s cementnim mlekom in z dodatkom peska ter tako ustvarimo beton slabše kakovosti (slika 10.4). Z Yet-gruotingom pa v tleh lahko zgradimo slope, ki predstavljajo neke vrste pilotno steno, ki jo kasneje v kolikor je potrebno še sidramo.

obstoječiobjekt

injekcijski blok(toga podpora)

gradbena jama

Slika 10.4: Varovanje objekta z injektiranjem v gramoznih temeljnih tleh

Zagatne stene Zagatne stene so ploskovne podporne konstrukcije, ki obremenitve z zalednimi zemljinami s svojo togostjo oz. vpetostjo prenašajo v temeljna tla ob dnu gradbene jame. Pri večjih globinah jim nosilnost povečamo še z razporami ali s sidri.

Lahko so jeklene, AB betonske ali jeklene (glej sliko 10.5.

Lesene zagatne stene uporabljamo za začasno opiranje gradbenih jam v takšnih tleh kjer je mogoče zabijanje lesenih sten oz. plohov. Primerne debeline znašajo 6-30cm, širine 25-50cm in dolžine do 15m. So iz hrastovega, borovega ali macesnovega lesa.

Betonske zagatne stene izdelamo iz kvalitetnega betona (MB40-MB60) ter so lahko iz armiranega ali pa tudi iz prednapetega betona. Zaščitni sloj mora znašati 4-5cm, debelina 12-50cm, širina 50cm ter dolžina največ do 20m.

Jeklene zagatne stene se v praksi največ uporabljajo. Sorazmerno enostavno jih zabijamo in izvlačimo (vibracijsko), so odporne na mehanske vplive ter uporabne večkrat (do 10x).

Posamezne elemente zagatnih sten stikujemo v nevtralni osi. Pri zabijanju jih zavarujemo s posebnimi podstavki.

Temeljenje 189

zamaknjena stenad < 5 cm

10 - 30 cm

pero in utor

kovani obroč

spojke

vogalni priključek

konica

smer zabijanja

30 cm

80 cmzgoščenaarmatura

polnilo

50 cm d

50 cm

Sl. 10.5 Lesene, jeklene in AB zagatne stene

Podporne konstrukcije iz lesenih, betonskih in jeklenih elementov

Ločimo sisteme opiranja s polnimi in delnimi lesenimi ali jeklenimi opaži. Razlikujemo tudi med vertikalnimi (plohi so vertikalni) in horizontalnimi opaži (horizontalni plohi). Kadar razpiranje v gradbeni jami ni mogoče lahko izvedemo tudi sidranje podporne konstrukcije v zaledje.

Pri ozkih in globokih izkopih (jaških) so v preteklosti množično uporabljali tudi tehnologijo gnanega opaža. Primer lesenega vertikalnega opaža je prikazan na sliki 10.6a ter shema gnanega opaža na sliki 10.6b.

(a) (b)

Sl. 10.6: Sheme lažjih sestavljenih podpornih konstrukcij; (a) polni vertikalni leseni opaž in (b) shema gnanega opaža

Razporne konstrukcije globine do 5.0 m lahko v praksi dimenzioniramo po aproksimativnih trapeznih diagramih (zaradi omejenih premikov so bočni tlaki nekoliko večji od aktivnih), ki so prikazani na sliki 10.7b.

Temeljenje 190

sidro

45+ /2

45- /2

a)

= 0c = 0

0.2 H

0.6 H

0.2 H

m

2p = 0.8 H tg (45°- )a 2

= 0c = = 0u

0.3 H

0.55 H

0.15 H

qu

2

p = H - 4 c mac u

(b)

Sl. 10.7: Primer berlinske stene (a) in (b) trapezni diagrami za določanje zemeljskih obremenitev (pritiskov) na razporne konstrukcije globine do 5.0m za nekoherentna in koherentna tla

10.2 Gradbena jama v območju talne vode

Kadar gradbena jama sega pod nivo talne vode moramo nivo vzdrževati pod dnom gradbene jame. Znižanje nivoja talne vode v gradbeni jami dosežemo z neprepustnimi zagatnimi stenami, direktnim črpanjem vode, injektiranjem, jet-groutingom ali tudi z znižanjem nivoja talne vode na širšem območju gradbene jame.

Neposredno osuševanje gradbene jame

Črpanje talne vode iz nezavarovane gradbene jame je uporabno le pri majhnih vodnih dotokih. V takšnih primerih na dnu gradbene jame izdelamo zbirne jarke po katerih vodimo vodo v črpalne jaške. Iz jaškov pa nato vodo odstranjujemo s črpalkami.

Tudi v takšnih primerih je potrebno stabilnost brežin in podpornih konstrukcij dokazati z geomehanskimi analizami. Upoštevati je potrebno hidrodinamične obtežbe (precejnica), oceniti nevarnosti izpiranja drobnih frakcij ter oceniti kritične gradiente. Gradienti ob črpanju vode naj ne presegajo vrednosti 1.0.

Posredno osuševanje gradbene jame

Metoda znižanja nivoja talne vode na širšem območju gradbene jame je uporabna zlasti pri bolj prepustnih tleh in pri velikih dotokih talne vode. Na obrobju gradbene

Temeljenje 191

jame izdelamo sistem črpalnih vodnjakov iz katerih nato izčrpamo vodo z globinskimi črpalkami.

Shema posrednega osuševanja gradbene jame je prikazana na sliki 10.8.

k = 0 - neprepustno

h0

s

prvotni nivo

T0xn

x1

x2

2

1

n

n-1q [m /s]

3q [m /s]

3

H

y

min 0.5 m

Sl. 10.8: Shema posrednega osuševanja gradbene jame

Potrebno količino talne vode, ki jo moramo izčrpati iz celotnega območja gradbene jame določimo z izrazom:

Q= k (H2-y2)/(lnR-ln(x1x2x3...xn)/n) (m3/s)

R=3000 s k1/2 (vplivni radij enega vodnjaka, s globina depresije)

q=2 h0 (k/15)1/2 (količina, ki jo izčrpamo z enim vodnjakom)

n=Q/q (število potrebnih vodnjakov)

Gradbena jama v odprti vodi

V odprti vodi lahko gradbeno jamo zavarujemo z zagatnimi stenami ali z zagatnimi nasipi. Pri dimenzioniranju je potrebno upoštevati vplive vetra in valov ter zavarovanje zaključiti 30-50 cm nad najvišjim vodostajem.

V odprti vodi uporabljamo AB in jeklene zagatne stene. Lesene pa le izjemoma pri majhnih globinah oz. pri manj pomembnih objektih. Pred izčrpanjem vode jih razpremo ter zatesnimo stike.

Gradbeno jamo lahko zavarujemo tudi z zagatnimi nasipi. Izbira vrste zagatnega nasipa je odvisna od višine vode ter lastnosti temeljnih tal. Največkrat uporabljamo zemljinske zagatne nasipe ojačane z lesenimi, betonskimi ali jeklenimi elementi. Zemljinske zagatne nasipe gradimo iz dobro nosilnih zemljin, ki vsebujejo 30-50% drobnozrnatih in maloprepustnih zemljin.

Izboljšanje neprepustnosti lahko dosežemo tudi z glinastim jedrom, injektiranjem, zagatnimi stenami itd. Nekatere vrste zagatnih nasipov (vodnih pregrad) so prikazane na sliki 10.9.

Temeljenje 192

stabilnostneanalize

kamenomet

glinastojedro

(a)

stabilnostneanalize

asfaltnaobloga

betonskojedro

(b)

injektirano območjedo nepropustnih tal

zagatnastena

(c)

razpora

max. 2,0 m

(d)

betonska stena

max. voda

rebro

(e)

betonska stena

rebro

Sl. 10.9: Nekatere vrste začasnih pregrad; (a) nasip z glinastim jedrom, (b) z betonskim jedrom, (c) pregrada z zagatno steno na injektiranih tleh, (d) nasip z leseno zaporo in (e) prerez ter tloris AB zagatne zapore

Pri projektiranju moramo zagotoviti stabilnost nasipa kot celote, stabilnost nosilnih temeljnih tal in lokalno stabilnost brežin nasipa. Nasipe ojačane z leseno konstrukcijo uporabljamo do višine 2.0 m. Kadar so neprepustna in dobro nosilna (skalna) tla blizu površja uporabljamo betonske zagatne zapore.

Pri velikih globinah uporabljamo jeklene zagatne zapore, ki so lahko jeklene zagatne stene ali jeklene skrinje zapolnjene z gramozom oz. betonom.

Temeljenje 193

11. PODPORNE KONSTRUKCIJE Med podporne konstrukcije prištevamo vse vrste konstrukcijskih rešitev, ki podpirajo zemljinska, hribinska in druga pobočja ali zadržujejo vodo.

Kakršna koli materialna pobočja so podprta v kolikor so formirana v bolj strmem nagibu kot bi jih bilo mogoče formirati brez podpiranja.

11.1 OPREDELITEV, VRSTE IN ZNAČAJ PODPORNIH KONSTRUKCIJ

Pri geotehničnem projektiranju razlikujemo masivne, vpete in sestavljene podporne konstrukcije, kombinirane podporne sisteme in površinske zaščite.

MASIVNE PODPORNE KONSTRUKCIJE

Predstavljajo jih masivni podporni zidovi zgrajeni iz lomljenca, nearmiranega ali armiranega betona, temeljeni na plitvih temeljih brez ali z enostransko in/ali obojestransko bočno razširitvijo.

Za stabilnost masivnih podpornih konstrukcij so najpomembnejši odpori zemljin in/ali hribin ob temeljni ploskvi, medtem ko so odpori ob bočnih ploskvah manj izraziti ter jih v nekaterih primerih v analizah sploh ne upoštevamo.

Lahko so enakomernega prečnega prereza, lahko so ojačane z rebri v vzdolžni in s konzolami oz. tudi s slopi v prečni smeri.

Lastna teža podporne konstrukcije h kateri lahko v nekaterih prištevamo še del zaledne zemljine prispeva bistveni delež k stabilnosti podporne konstrukcije. Vrsta različnih tipov masivnih podpornih konstrukcij je prikazanih na slikah 11.1 in 11.2

(a) (b) (c)

Sl.11.1: Masivni zidovi; (a)nearmirani trapezni, (b) AB trapezni in (c) AB s konzolo

(a) (b) (c) (d)

Sl. 11.2: Vrste masivnih podpornih konstrukcij: (a) AB L zid, (b) kamniti trapezni zid, (c)

kamnita zložba ojačana s pustim betonom temeljena na z jet-groutingom ojačanih tleh in (d) AB zid s kamnitim polnilom

Temeljenje 194

VPETE PODPORNE KONSTRUKCIJE

Vpete podporne konstrukcije predstavljajo relativno tanki zidovi iz armiranega betona, enakomerne ali neenakomerne debeline, lesene, betonske ali jeklene zagatne stene, pilotne stene, AB slopi itd.

Za zagotavljanje njihove stabilnosti so najpomembnejši odpori zemljin ob bočnih ploskvah, nimajo izrazite temeljne površine, pri prevzemanju obremenitev pa je najpomembnejša upogibna/strižna togost podporne konstrukcije.

Lastna teža je manj pomembna ter je v analizah največkrat sploh ne upoštevamo. Nekatere vrste vpetih podpornih konstrukcij so prikazane na sliki 11.3

(a)

(b)

(c) (d)

Sl. 11.3: Vpete podporne konstrukcije, (a) konzolni AB slopi pravokotne oblike s čelno AB zaveso, (b) prerez AB slopov, (c) konzolno vpeta pilotna stena, (d) vpeta diafragma

Temeljenje 195

SESTAVLJENE PODPORNE KONSTRUKCIJE

Takšne podporne konstrukcije so sestavljene iz posameznih elementov masivnih in vpetih podpornih konstrukcij, nateznih elementov (sider) itd. Nekaj primerov sestavljenih podpornih konstrukcije je prikazanih na sliki 11.4.

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

Sl. 11.4: Sestavljene podporne konstrukcije, (a) sidrana pilotna stena oz. sidrani slopi, (b) podporna skrinja, (c) AB L zid s konzolo temeljen konzolno na pilotih, (d) podporna stena temeljena na mikropilotih in (e) AB L zid temeljen na dvovrstni pilotni steni

KOMBINIRANI PODPORNI SISTEMI

V to skupino najzahtevnejših podpornih konstrukcij uvrščamo sisteme več zaporednih konstrukcij, kjer so pogoji stabilnosti posameznih konstrukcij medsebojno odvisni. Primer nekaterih podpornih sistemov, ki jih uporabljamo pri gradnji prometnic v najzahtevnejših geotehničnih razmerah je prikazan na sliki 11.6.

(a)

(b)

Sl. 11.5: Kombinirani podporni sistemi; (a) dve sidrani AB pilotni steni in (b) sidrana AB zidova grajena po tehnologiji od zgoraj navzdol

Temeljenje 196

POVRŠINSKE ZAŠČITE

V primerih kadar je globalna stabilnost pobočij zagotovljena, vendar njihovo površinsko stabilnost ogroža preperevanje hribin in erozijski vplivi, jih moramo ustrezno zaščititi.

Pobočja z nagibom do 1:1.5 pred površinsko vodo zavarujemo s plastjo humusa in travnatimi semeni oz. do nagiba 1:1 tudi s travnatimi preprogami. Hribinska pobočja lahko zavarujemo z obložnimi mrežami, betonsko oblogo ali obložnimi zidovi (slika 11.6).

žep

sidro

mreža

beton

sidro

vodni izpust

mreža

k = 0.2 m

H

l = k + H10

Sl. 11.6: Površinske zaščite pobočij: jeklene mreže, obloga iz torkret betona in obložni zid

Mreže imajo v naprej pripravljene žepe za zbiranje odpadnega kamenja. V novejšem času se množično uporablja kombinacija organskega nastilja s semeni, ki ga na brežinah zavarujemo s sidranimi obložnimi mrežami.

Uporablja se tudi drevje, grmičevje (bor, vrba, leska). V preteklosti so izvajali vrbove poplete.

V tujini uporabljajo obloge iz torkretiranega betona. Ob vodnih kanalih uporabljamo asfaltne in betonske obloge itd.

11.2 GEOTEHNIČNO PROJEKTIRANJE

Pri projektiranju moramo ločiti predvsem med lahkimi in geotehnično enostavnimi podpornimi konstrukcijami, kjer ne obstaja ogroženost ljudi in premoženja, pri katerih je osnovne projektne kriterije za zagotavljanje varnosti in kvalitete objektov mogoče zagotavljati na osnovi izkušenj in rezultatov predhodnih geotehničnih raziskav ter ostale zahtevnejše objekte, kjer tveganja niso zanemarljiva.

Geotehnična kategorija 1, v to skupino uvrščamo lahke podporne konstrukcije do višine 2.0m, v poznanih tleh brez nevarnosti površinske nestabilnosti. Geotehnična kategorija 2 predstavlja največji delež vseh podpornih konstrukcij, potrebne so standardne geotehnične preiskave, projektiramo jih na osnovi dokazovanja mejnih stanj.

Geotehnična kategorija 3 je namenjena zelo zahtevnim konstrukcijam z velikimi tveganji za življenja in materialne dobrine. Potreben je nadstandardni obseg raziskav. Gradimo jih največkrat po metodi opazovanja. Potreben je monitoring pred, med in po gradnji.

DOKAZOVANJE USTREZNOSTI

Pri dokazovanju varnosti, primernosti in ekonomičnosti projektiranih podpornih konstrukcij uporabljamo metodo parcialnih (delnih) količnikov vplivov in materialnih lastnosti, kjer moramo upoštevati:

Temeljenje 197

-različne fizikalne modele konstrukcij, vplive oz. možne obtežbe konstrukcij, lastnosti zemljin, hribin in drugih konstrukcijskih materialov, geometrijske podatke in mejne oz. še dovoljene vrednosti deformacij, širin razpok, vibracij itd.;

-izbrani fizikalni model objekta mora ustrezati obnašanju tal za analizirano mejno stanje;

-vsa morebiti presežena mejna stanja, ki povzročajo pojave porušnih mehanizmov v tleh in/ali v konstrukciji ne smejo biti v nobenem primeru presežena;

-fizikalni model mora obsegati opis metode analize, ki običajno sloni na poenostavljenem analitičnem modelu ter postopek morebitne korekcije dobljenih rezultatov, ki mora zagotavljati povečanje natančnosti rezultatov oz. zagotavljati, da so le ti z ozirom na realna pričakovanja na varni strani.

Obtežbe podpornih konstrukcij Med obtežbe prištevamo: lastno težo zemljin, hribin, vode, začetne napetosti v tleh, hidrodinamične, vzgonske sile, hidrostatične obtežbe, stalne, koristne obtežbe, težo nasutih materialov, obremenitve z vozili, vpliv izkopov ali odstranitve tal, vplive in obtežbe z vsiljenimi pomiki, vplive nabrekanja, krčenja, preperevanja tal, seizmične in druge dinamične obtežbe, temperature, zmrzovanje, sile prednapenjanja, sidrne sile itd.

Posebno pozornost je potrebno posvetiti ponavljajočim se obtežbam ter s tem povezani nevarnosti sprememb trdnosti zemljin in drugih materialov (tečenje, likvifakcija pri zemljinah oz. krčenje in lezenje betona ter utrujanje jekla). Prav tako moramo posvetiti pozornost večjim hidrodinamičnim obtežbam, pojavom razpok, spremembam vodoprepustnosti in eroziji materialov.

Preverjanje mejnih stanj Predpisi nedvoumno zahtevajo, da mejna stanja nosilnosti tal in posemeznih elementov podpornih konstrukcij ne smejo biti presežena.

Razlikujemo naslednja mejna stanja nosilnosti:

STR: porušitev ali prekomerna deformacija konstrukcije ali konstrukcijskega elementa, kjer je najpomembnejša trdnost materiala konstrukcije;

GEO: porušitev ali prekomerna deformacija tal, kjer pri zagotavljanju odpora prevladuje trdnost zemljin ali hribin;

STA: izguba globalne stabilnosti ali prekomerna deformacija večje gmote tal, kjer pri zagotavljanju odpora prevladuje trdnost zemljin in hribin;

UPL: porušitev zaradi zaradi neravnovesja vertikalnih sil, ki privede do dviga konstrukcije ali gmote tal, pri čemer ima trdnost tal le majhen vpliv;

HYD: porušitev tal kot posledica hidravličnega gradienta.

Osnovno računsko kontrolo vsakega mejnega stanja v geotehniki dokažemo z izrazom:

Ed Rd

kjer je Ed projektni učinek vplivov (obtežb) v mejnem stanju ter Rd ustrezni projektni odpor, ki se lahko ob obravnavanem mejnem stanju aktivira.

Mejna stanja uporabnosti dokazujemo z izrazom:

Ed Cd

kjer Ed označuje projektno vrednost učinka vpliva ter Cd mejno oz. še dopustno vrednost učinka obravnavanega vpliva. V geotehnični praksi vse preračune podpornih konstrukcij izvajamo po metodi mejnih stanj, ki obsega:

Temeljenje 198

izbiro računskega modela in modela vplivov za vsa ustrezna končna mejna stanja in mejna stanja uporabnosti,

preverjanje, da mejna stanja niso presežena za predpisane vplive, lastnosti materiala in geometrijo podporne konstrukcije.

Preverjanje mejnih stanj lahko opravimo po klasičnih analitičnih postopkih, ki temeljijo na določanju kritičnih porušnic z uporabo plastičnega modela tal in togih blokov ali z metodo kompleksne elastoplastične analize.

Pri klasičnih pristopih je potrebna posebna pazljivost, ker pri analiziranem mejnem stanju lahko upoštevamo le tisti delež odporov, ki se ob mejnem stanju lahko tudi dejansko aktivira (glej sliko 11.7).

Sl. 11.7: Nekateri primeri, kjer je potrebna pazljiva ocena pogojev aktiviranja odporov

V kolikor se vsi odpori tal ob mejnem stanju ne morejo aktivirati je potrebno v analizah upoštevati povečane vrednosti vplivov (delež mirnih zemeljskih tlakov), zmanjšati mejne vrednosti odporov (del pasivnih tlakov) oz. upoštevati prerazporeditve vplivov (npr. pri sidranju).

Sl. 11.8: Razmerja med premiki in odpori za nevezane zemljine

Za aktiviranje aktivnih tlakov v nevezanih tleh najmanj srednje zbitosti morajo premiki podporne konstrukcije znašati:

pri rotaciji okrog zgornje točke 0.2% višine konstrukcije,

pri rotaciji okrog spodnje točke 0.5% ter

pri translacijskem premiku najmanj 0.1% celotne višine konstrukcije.

Temeljenje 199

Delež aktiviranih odporov v odvisnosti od premikov podpornih konstrukcij so prikazane v tabeli 2. Porazdelitev aktivnih zemeljskih tlakov v odvisnosti od načina deformiranja podpornih konstrukcij je prikazan na sliki 11.9 ter za pasivne tlake (odpore) na sliki 11.10.

Tabela 2: Stopnje aktiviranih odporov v odvisnosti od premikov (%H)

Premik Stopnja aktiviranih Nevezane zemljine odporov (%) 0.5<Dr<0.75 015<Dr<0.30

Rotacija okrog 100% 0.1H 0.3H spodnje točke 50% 0.025H 0.04H

Paralelni 100% 0.05H 0.1H premik 50% 0.005H 0.005H

Rotacija okrog 100% 0.05H 0.15H zgornje točke 50% 0.005H 0.01H

Ne velja za zemljine z Ic<0.75.

Sl. 11.9: Razporeditev aktivnih zemeljskih tlakov v homogenih tleh v odvisnosti od

premikov: (a) rotacija okrog spodnje točke, (b) translacija in (c) rotacija okrog zgornje točke

Sl. 11.10: Razporeditev pasivnih zemeljskih odporov v homogenih tleh v odvisnosti od

smeri premikov: (a) rotacija okrog spodnje točke, (b) translacija in (c) rotacija okrog zgornje točke

Dokazovanje ustreznosti projektirane podporne konstrukcije izvajamo po metodi delnih količnikov, ki obsega: računske modele; vplive, ki so lahko podani kot obremenitve, vsiljeni premiki, temperaturne

spremembe, zmrzovanje, korozija, preperevanje, razpadanje, zamakanje ipd.; lastnosti tal in konstrukcijskih materialov; mejne vrednosti premikov, širin razpok, vibracij, izgubljanje mase, oksidacije itd.

Temeljenje 200

Mejno stanje globalne stabilnosti (STA)

Slika 11.11: Modeli mejnega stanja nosilnosti za globalno stabilnost

Ed Rd

Mejno stanje nosilnosti temeljnih tal (GEO)

Sl. 11.12: Modeli mejnega stanja nosilnosti temeljnih tal pri masivnih podpornih konstrukcijah

Sl. 11.13: Modeli mejnih stanj nosilnosti pri lomu tal za vpete podporne konstrukcije

Temeljenje 201

Sl. 11.14: Model mejnega stanja nosilnosti za vertikalno porušitev vpetih zidov

Sl. 11.15: Model mejnega stanja zdrsa podporne konstrukcije

Mejna stanja nosilnosti konstrukcijskih elementov (STR+GEO)

Sl. 11.17: Modeli mejnih stanj nosilnosti konstrukcijskih elementov

Temeljenje 202

Mejna stanja nosilnosti geotehničnih sider

-porušitev vrvi in glave sidra oz. zveze med sidrom in konstrukcijo (STR);

-porušitve sidra na območju vrvi-injekcijska masa (STR) in injekcijska masa-zemljina (GEO);

-stabilnost celotne skupine sider v tleh (STA);

-celovita protikorozijska zaščita (mejna stanja uporabnosti).

Mejno stanje loma pri kombiniranih porušitvah tal in konstrukcije (GEO+STR)

Mejno stanje loma temeljev zaradi premikov tal (GEO+STR) Mejno stanje uporabnosti zaradi premikov v vplivnem območju Mejna stanja precejanja vode, izpiranja zemljin, spremembe režima talne vode, vibracij, razpok itd.

Modeli za geomehanske analize vpetih podpornih konstrukcij Med vpete (vitke) podporne konstrukcije prištevamo podporne konstrukcije katerih debelina je bistveno manjša od ostalih dimenzij. Za takšne konstrukcije je značilno, da obtežbo zalednih zemljin in površinskih obremenitev s svojo upogibno togostjo prenašajo preko bočnih ploskev na območju vpetosti v temeljna tla. Nosilnost takšnih podpornih konstrukcij lahko dodatno povečamo še z geotehničnimi sidri.

Kadar takšne konstrukcije niso kontinuirne ampak so sestavljene iz ločenih vertikalnih stebrov so to pilotne stene (glej sliko 11.18). Kadar je konstrukcija kontinuirna iz zabitih ploskovnih elementov so to zagatne stene, oz. diafragme, če je betonska stena izdelana v tleh.

V primerih kadar vertikalne nosilne elemente predstavljajo jekleni profili zabiti ali uvrtani v tla so to berlinske stene itd. Na takšne konstrukcije delujejo obtežbe na zaledni strani z aktivnimi oz. mirnimi tlaki (v kolikor se ta ne more ustrezno deformirati). Ravnotežje konstrukcije zagotavljajo odpori, ki se aktivirajo na območju vpetosti pod dnom izkopa oz. v zaledju pod točko rotacije konstrukcije (glej sliko 11.18).

AB maska

drenažni beton

greda

h

d

l l

(a)

, , c

p

p0

odpori odpori

vpliv

q

(b)

Sl. 11.18: Pilotna stena; (a) prereza konstrukcije in (b) razporeditev obtežb in odporov tal, ki delujejo na podporno konstrukcijo

Temeljenje 203

Takšne konstrukcije uporabljamo pri zaščitah gradbenih jam, sanacijah nestabilnih pobočij, pri varovanju obstoječih objektov itd.

Za dokazovanje ustreznosti projektiranih podpornih konstrukcij v geotehnični praksi uporabljamo različne modele, ki bolj ali manj realno ponazarjajo potencialna mejna stanja podpornih konstrukcij.

Elasto-plastična interakcijska analiza Je primerna za uporabo le v primerih kadar dobro poznamo elasto-plastične lastnosti temeljnih tal. Pri tej metodi celotno območje (tla in konstrukcijo) obravnavamo po MKE, določimo začetno napetostno stanje v tleh ter tla in podporno konstrukcijo obremenimo z vplivom izkopa gradbene jame (glej sliko 11.19). Za analize temeljnih tal upoštevamo mejno stanje GEO ter za dimenzioniranje podporne konstrukcije mejno stanje nosilnosti konstrukcije STR.

Podobni elasto-plastični pristop lahko tudi ponazorimo z Winkler-jevim modelom tal (glej sliko 11.19b). V zaledju podporne konstrukcije upoštevamo dejanske obtežbe (aktivne oz. deleže mirnih tlakov), medtem ko odpore tal upoštevamo aproksimativno z elasto-plastično podajnimi površinsko razporejenimi vzmetmi. Odpore tal določimo z relacijo(p=khu), kjer p označuje tlak na podporno konstrukcijo, kh modul reakcije tal v horizontalni smeri ter u horizontalni premik konstrukcije v obravnavani točki.

obremenitev z izkopom

sidro

stena

(a)

, , c

pa

d

h

k [kN/m ]3

(b)

Slika 11.19: Model elasto-plastične interakcijske analize; (a) po MKE ter (b) uporaba Winkler-jevega modela

Plastični modeli

Pri plastičnih modelih upoštevamo hkrati ravnotežne pogoje in mejna stanja (GEO), ki se vzpostavijo v določenih območjih temeljnih tal, ko se v zemljinah izčrpa vsa razpoložljiva strižna trdnost in le te postanejo plastične.

KONZOLNO VPETE PODPORNE KONSTRUKCIJE

Pri konzolno vpetih podpornih konstrukcijah upoštevamo obtežbo s tlemi in zalednimi obremenitvami ter odpore tal, ki se ob mejnem stanju porušitve tal ali podporne konstrukcije lahko aktivirajo.

Angleška metoda

V analizi mejnega stanja rotacije konzolne stene z ozirom na vrtišče T (glej sliko 11.20a) upoštevamo prikazana aktivne obtežbe in reaktivne odpore.

Temeljenje 204

d1

h

d2

, , c

T

pa1

pa2

pa3

pa4

pP3

pP4

pP1

pP2

(a)

a

Eh

1 1 1, , c

2 2 2, , cA

d1

h

d0

Td2

p = [ h k + d (k -k )] + d +P4 1 p2 2 0 p2 a2 1 2 p2 a2 2(k -k )( d )

x 1+ n d +3 2. ( d )

q

p = (k -k )d = n .dP3 2 p2 a2 1 3 1

(b)

Slika 11.20: Vplivi in odpori na podporne konstrukcije; (a) angleška in (b) ameriška metoda

Potrebno globino vpetja podporne konstrukcije določimo z rešitvijo sistema kvadratne in kubične enačbe, ki ju določata ravnotežna pogoja:

Fix=(pa1+pa2)(h+d1)/2+(pp3+pp4)d2/2-(pp1+pp2)d1/2-(pa3+pa4)d2/2=0

MT=pa1(h+d1)(h+d1)/2+(pa2-pa1)(h+d1)(h+d1)/6+pa3d2d2/2+(pa4-pa3)d2d2/3-pp1d1d1/2-

(pp2-pp1)d1d1/6-pp3d2d2/2-(pp4-pp3)d2d2/3=0

Rešitev sistema predstavlja realni par d1 in d2, ki izpolnjuje obe enačbi hkrati. Na osnovi rešitev določimo notranje statične količine v steni ter steno še dimenzioniramo (STR). Po končani geomehanski analizi je potrebno opraviti preverbo upoštevanih obtežb in odporov, če ustrezajo pogojem dejansko aktiviranih premikov podporne konstrukcije.

Ameriška metoda

Pri ameriški metodi Bowles (1988) predpostavimo, da se odpori na območju vpete dolžine konstrukcije (d) aktivirajo v poligonalni obliki (slika 11.20b). Celotno aktivno horizontalno obtežbo, ki deluje na konstrukcijo do globine d0, kjer se zemeljski tlaki na steno z obeh strani izravnajo nadomestimo z rezultantno silo Eh. Od globine d0 do d1, kjer odpor s sprednje strani doseže največjo vrednost ter dalje od d1 do globine vpetosti d2 (glej sliko 11.20b) rezultantni tlaki na steno potekajo linearno. Točka T označuje vrtišče toge stene pri mejnem stanju nosilnosti temeljnih tal. Neznani globini d1 in d2 določimo z ravnotežnima pogojema:

Fix=Eh-pp3(d1+d2)/2+pp4d2/2=0, 2Eh-n3d1(d1+d2)+(x+n3(d1+d2))d2=0

2Eh+xd2+n3d2d2=n3d1d1, d E n d n dh x1 3 2 3 222 / /

MA= Eha+pp3d1d1/3+pp3d2(d1+d2/3)/2-pp4d2(d1+2d2/3)2=0

Eha+n3d1d1d1/3+n3d1d2(d1/2-d2/6)-(x+n3(d1+d2))(d2d1/2+d2d2/3)=0

6 2 4 2 3 23 13

1 22

23

1 2 22E a n d d d d d d dh x ( ) ( )

Blum-ova metoda

Pri tej najstarejši in najenostavnejši metodi za geomehanske analize konzolno vpetih podpornih konstrukcij določamo globino vpetosti d1 (glej sliko 19.21a) pri kateri je vsota navorov (upoštevamo le navore nad globino d1) na točko T, ki označuje pol rotacije stene, enaka 0. Pri analizi se na globini d1 pojavi neuravnotežna sila R, ki jo

Temeljenje 205

uravnotežimo s pasivnimi tlaki v območju globine d2, ki jo določimo na osnovi izkušenj in mora znašati vsaj d2d1/5.

a

Eh

R

A

d1

d0

h

d2

q

, , c

T (k -k )d = n dp a 1 3 1

(a)

d

h

, , c

pa1

pa2

pa3

pa4

pP1

Bx

h = doah h

10 3

B

pP2 (b)

Sl. 19.21: Geomehanska modela; (a) Blum-ov model za konzolno vpeto in (b) model sidrane pilotne stene s prostim vznožnim delom

MT=Eha+Ehd1-n3d1d1d1/6=0, d E a E d nh h1 1 33 6 6 ( ) /

Neuravnotežno silo R določimo s pogojem ravnotežja podporne konstrukcije v horizontalni smeri.

SIDRANE PODPORNE KONSTRUKCIJE

Kadar geomehanske lastnosti tal na vpeti dolžini stene (d) ne zagotavljajo zanesljive vpetosti oz. kadar so notranje obremenitve stene (upogibni momenti, prečne sile) tolikšne, da vpeta konstrukcija ni več racionalna, ji lahko nosilnost povečamo z razporami ali sidri. Takšne podporne konstrukcije so obremenjene z aktivnimi obtežbami (aktivni oz. delež mirnih tlakov) in reaktivnimi odpori na območju vpetosti podpornih konstrukcij, ki so posledice aktiviranih premikov (delež pasivnih tlakov). Z ozirom na stopnjo vpetosti podpornih konstrukcij v tla ločimo: -sidrane podporne konstrukcije s prostim spodnjim delom;

-sidrane podporne konstrukcije s polno vpetim spodnjim delom;

-sidrane podporne konstrukcije z delno vpetim spodnjim delom.

Sidrane podporne konstrukcije s prostim spodnjim delom Pri tej vrsti podpornih konstrukcij je pomembno, da jo moramo vpeti v tla pod dnom gradbene jame le toliko, da preprečimo rotacijo konstrukcije okrog prijemališča sidra (glej sliko 19.21b).

Torej globina vpetosti preprečuje pojav mejnega stanja loma temeljnih tal pred steno v dnu gradbene jame. Potrebno globino vpetosti določimo:

MB=pa1h(h/2-ha)+(pa2-pa1)(2h/3-ha)h/2+pa3d(h-ha+d/2)+(pa4-pa3)(h-ha+2d/3)d/2-pp1d(h-ha+d/2)-(pp2-pp1)(h-ha+2d/3)d/2=0

Z rešitvijo zgornje kubične enačbe določimo potrebno globino vpetosti (d) sidrane pilotne stene s prostim vznožnim delom.

Potrebno silo Bx v sidru določimo z upoštevanjem ravnotežnega pogoje Fix=0.

Bx=(pa1+pa2)h/2+(pa3+pa4)d/2-(pp1+pp2)d/2

Tudi v tem primeru za izvedbo potrebno globino (d) povečamo za 20%.

Temeljenje 206

Sidrane podporne konstrukcije s polno vpetim spodnjim delom Takšne sidrane in vpete podporne konstrukcije so zunanje statično nedoločene in je zato v analizah potrebno upoštevati deformacijske pogoje podporne konstrukcije ob mejnem stanju nosilnosti (glej sliko 19.22). V takšnih primerih največkrat uporabljamo metodo nadomestnega nosilca.

d1

d0

d2

h

1

2

Bx Bx

RC RC

+

-

-

M = 0C

C = 0

Mmax.

A

B

C

A

2 p2 a2 1 3 1(k -k )d = n d

(a) (b) (c) (d)

Sl. 19.22: Sidrana polno vpeta podporna konstrukcija; (a) rezultantni tlaki ob mejnem stanju, (b) obtežba in podpore nadomestnega nosilca, (c) upogibnica in pripadajoči zasuk in (d) upogibni momenti na nadomestnem nosilcu

Za določitev potrebne globine d1 (glej sliko 19.22) potrebujemo še vrednost dopustnega premika ob sidru (ux

B0, pri prednapetih sidrih največkrat upoštevamo ux

B=0, medtem ko za ta premik pri pasivnih sidrih privzamemo, da je enak osni deformaciji sidra).

Neznano globino (d1) določimo s poskušanjem. Določimo jo s poskušanjem ob hkratnem izpolnjevanjem treh pogojev: zasuk nosilca v točki C (c=0), upogibni moment Mc=0 ter pogoj premika v točki B, ki mora biti enak predpostavljenemu. V tem primeru mora biti horizontalna komponenta sile v sidru enaka reakcijski sili v zgornji podpori B.

Tudi pri obravnavani metodi se v točki C nosilca pojavi neuravnotežena reakcija R, ki jo prevzamemo z odpori tal pod točko C, zato moramo globino vpetosti d1 povečati za 20% (Blum) oz. 25% (Terzaghi). Projektna globina vpetosti mora znašati d=d0+1.2d1.

Sidrane podporne konstrukcije z delno vpetim spodnjim delom Količnik vpetosti n (%) določimo z ozirom na globino vpetosti ne glede na zasuk nosilca oz. stene na vpetostni globini d0+d1. Minimalno globino vpetosti (d1min.) dobimo pri analizi konstrukcije s prostim vznožnim delom (vpetost 0%). Največjo globino vpetosti (d1max.) pa pri analizi za vpeti vznožni del (računska vpetost n=100%).

Delno vpete sidrane podporne konstrukcije predstavljajo tiste, katerih globina vpetosti d1 se nahaja med najmanjšo (vpetost n=0%) ter največjo vrednostjo (vpetost n=100%).

Skupno globino vpetosti določimo d=d0+1.2 (d1min.+n(d1max.-d1min.)).