primerjava sonaravnih teŽnostnih podpornih …
TRANSCRIPT
UNIVERZA V MARIBORU
FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO, PROMETNO INŽENIRSTVO IN
ARHITEKTURO
Aleš Volf
PRIMERJAVA SONARAVNIH TEŽNOSTNIH PODPORNIH KONSTRUKCIJ IN
ZADRŽEVALNIH KONSTRUKCIJ IZ ARMIRANE ZEMLJINE
Diplomsko delo
Maribor, september 2016
I
Smetanova ulica 17 2000 Maribor, Slovenija
Diplomsko delo visokošolskega študijskega programa
PRIMERJAVA SONARAVNIH TEŽNOSTNIH PODPORNIH KONSTRUKCIJ IN
ZADRŽEVALNIH KONSTRUKCIJ IZ ARMIRANE ZEMLJINE
Študent: Aleš VOLF
Študijski program: visokošolski, Gradbeništvo
Smer: prometno-hidrotehnična smer
Mentor: Doc. dr. Borut Macuh
Somentor: Izr. prof. dr. Bojan Žlender
Lektor(ica):
Maribor, september 2016
I
II
III
PRIMERJAVA SONARAVNIH TEŽNOSTNIH PODPORNIH KONSTRUKCIJ IN ZADRŽEVALNIH KONSTRUKCIJ IZ ARMIRANE ZEMLJINE
Ključne besede: geotehnika, podporne konstrukcije, težnostne podporne konstrukcije, armirana zemljina
UDK: 624.131(043.2)
Povzetek
Z diplomskim delom obravnavamo sanacijo obstoječe podporne konstrukcije, katero želimo
zaradi vizualne izpostavljenosti oblikovati kot sonaravno in neopazno brežino ali podporno
konstrukcijo z uporabo avtohtonega materiala in rastlinja. Na terenu in v laboratoriju smo
izvedli analizo zemljine ter na podlagi vhodnih podatkov preverili različne tipe podpornih
konstrukcij, jih medsebojno primerjali ter investitorju predlagali sprejemljive rešitve.
IV
COMPARISON OF SUSTAINABLE GRAVITY RETAINING STRUCTURE AND RETAINING STRUCTURES OF REINFORCED EARTH STRUCTURES
Key words: geotechnics, retainig structural walls, gravity retaining walls, reinforced soil
UDK: 624.131(043.2)
Abstract
This diploma thesis deals with a reconstruction of a visually exposed existing retaining wall
with a goal to design a slope or a retaining wall that seamlessly fits into the surrounding and
is made of indigenous materials and greenery. A laboratory and on-the-field soil analysis was
performed and input data was used to check different types of retaining walls, cross-compare
them and present acceptable solutions to investor.
V
VSEBINA
1 UVOD .............................................................................................................................. 15
1.1 SPLOŠNO ................................................................................................................... 15
1.2 NAMEN DIPLOMSKEGA DELA ..................................................................................... 16
1.3 METODA DELA .......................................................................................................... 16
2 GEOLOŠKA ZGRADBA .............................................................................................. 18
2.1 GEOLOŠKE IN HIDROLOŠKE OSNOVE .......................................................................... 18
2.2 GEOLOŠKI IN RELIEFNI OPIS LOKACIJE ....................................................................... 22
2.3 SEIZMIČNOST OBMOČJA ............................................................................................. 23
3 GEOMEHANSKE RAZISKAVE ................................................................................. 24
3.1 SONDAŽNA JAMA ....................................................................................................... 24
3.2 LABORATORIJSKE PREISKAVE .................................................................................... 25
3.2.1 Klasifikacija zemljin ............................................................................................. 25
3.2.2 Strižna trdnost zemljin .......................................................................................... 26
4 MASIVNE PODPORNE KONSTRUKCIJE ............................................................... 30
4.1 SPLOŠNO ................................................................................................................... 30
4.2 KAMNITE ZLOŽBE ...................................................................................................... 32
4.3 KAŠTE ....................................................................................................................... 33
4.3.1 Preveritev strižnega odpora v kritičnem prerezu ................................................. 34
4.4 GABIONI .................................................................................................................... 35
4.4.1 Statična presoja .................................................................................................... 37
4.4.2 Obtežbe ................................................................................................................. 39
4.4.3 Stabilnostna analiza ............................................................................................. 42
5 ARMIRANE ZEMLJINE .............................................................................................. 48
5.1 SPLOŠNO ................................................................................................................... 48
5.2 LASTNOSTI MATERIALOV .......................................................................................... 51
5.2.1 Zemljina ................................................................................................................ 51
5.2.2 Geosintetiki ........................................................................................................... 52
5.2.3 Laboratorijske preiskave in redukcijski faktorji .................................................. 53
5.2.4 Dolgotrajne obremenitve ...................................................................................... 57
VI
5.2.5 Redukcijski faktor lastnosti materiala - geosintetika ........................................... 58
5.2.6 Odpornost na mehanske poškodbe ....................................................................... 61
5.2.7 Spoji in povezave .................................................................................................. 62
5.2.8 Kemična odpornost .............................................................................................. 62
5.2.9 Dodatni okoljski vplivi ......................................................................................... 63
5.2.10 Vpliv pretežno dinamičnih obtežb .................................................................... 64
5.2.11 Kompozitne lastnosti armirane zemljine .......................................................... 64
5.3 ANALIZA ................................................................................................................... 67
5.3.1 Splošni pogoji ....................................................................................................... 67
5.3.2 Geotehnične kategorije ........................................................................................ 69
5.3.3 Projektna odpornost ............................................................................................. 70
5.4 ZADRŽEVALNE KONSTRUKCIJE .................................................................................. 73
5.4.1 Splošno ................................................................................................................. 73
5.4.2 Priporočila ........................................................................................................... 74
5.4.3 Analiza .................................................................................................................. 74
5.4.4 Pregled mejnih stanj ............................................................................................. 76
5.4.5 Mejno stanje nosilnosti ......................................................................................... 77
5.4.6 Mejno stanje uporabnosti ..................................................................................... 85
5.4.7 Analize čel ............................................................................................................ 90
6 GEOTEHNIČNA ANALIZA PODPORNIH KONSTRUKCIJ ................................ 94
6.1 KAMNITA ZLOŽBA ..................................................................................................... 95
6.1.1 Vhodni podatki ..................................................................................................... 95
6.1.2 Geometrija: .......................................................................................................... 96
6.1.3 Obtežbe ................................................................................................................. 97
ZID IZ GABIONOV ................................................................................................................... 98
6.1.4 Vhodni podatki ..................................................................................................... 98
6.1.5 Geometrija ............................................................................................................ 99
6.1.6 Obtežbe ............................................................................................................... 100
6.2 BREŽINA IZ ARMIRANE ZEMLJINE ............................................................................ 101
6.2.1 Vhodni podatki ................................................................................................... 101
6.2.2 Geometrija .......................................................................................................... 102
6.2.1 Obtežbe ............................................................................................................... 102
6.3 LESENA KAŠTA ........................................................................................................ 103
VII
6.3.1 Vhodni podatki ................................................................................................... 104
6.3.2 Geometrija: ........................................................................................................ 104
6.3.3 Obtežbe ............................................................................................................... 105
7 REZULTATI ................................................................................................................ 107
7.1 LABORATORIJSKE PREISKAVE .................................................................................. 107
7.1.1 Klasifikacija zemljin ........................................................................................... 107
7.1.2 Strižna trdnost zemljin ........................................................................................ 108
7.1.3 Enoosna tlačna trdnost ....................................................................................... 110
7.1.4 Vodoprepustnost ................................................................................................. 111
7.2 REZULTATI GEOTEHNIČNIH ANALIZ PODPORNIH KONSTRUKCIJ ............................... 112
7.2.1 Kamnita zložba ................................................................................................... 115
7.2.2 Zid iz gabionov ................................................................................................... 116
7.2.3 Brežina iz armirane zemljine .............................................................................. 118
7.2.4 Lesena kašta ....................................................................................................... 122
8 ZAKLJUČEK ............................................................................................................... 124
9 VIRI, LITERATURA .................................................................................................. 126
10 PRILOGE ..................................................................................................................... 128
10.1 GEOMEHANSKE PREISKAVE ..................................................................................... 129
10.2 GEOTEHNIČNA ANALIZA KAMNITE ZLOŽBE ............................................................. 133
10.2.1 Vhodni podatki ............................................................................................... 133
10.2.2 Prevrnitev in zdrs ........................................................................................... 134
10.2.3 Nosilnost temeljnih tal .................................................................................... 136
10.2.4 Nosilnost na pobočju ...................................................................................... 136
10.3 GEOTEHNIČNA ANALIZA GABIONSKEGA ZIDU .......................................................... 138
10.3.1 Vhodni podatki ............................................................................................... 138
10.3.2 Prevrnitev in zdr ............................................................................................. 139
10.3.3 Nosilnost temeljnih tal .................................................................................... 141
10.3.4 Nosilnost na pobočju ...................................................................................... 141
10.3.5 Kontrola po posameznih gabionskih nizih ..................................................... 143
10.3.6 Izračun potrebnega premera žice ................................................................... 147
10.4 GEOTEHNIČNA ANALIZA BREŽINE IZ ARMIRANE ZEMLJINE ...................................... 149
10.4.1 Vhodni podatki ............................................................................................... 149
VIII
10.4.2 Prevrnitev in zdrs ........................................................................................... 150
10.4.3 Nosilnost temeljnih tal .................................................................................... 152
10.4.4 Nosilnost na pobočju ...................................................................................... 152
10.4.5 Kontrola horizontalnih elementov .................................................................. 154
10.5 GEOTEHNIČNA ANALIZA LESENE KAŠTE .................................................................. 155
10.5.1 Vhodni podatki ............................................................................................... 155
10.5.2 Prevrnitev in zdrs ........................................................................................... 156
10.5.3 Nosilnost temeljnih tal .................................................................................... 158
10.5.4 Nosilnost na pobočju ...................................................................................... 158
10.6 ANALIZA GLOBALNE STABILNOSTI ZA KAMNITO ZLOŽBO ........................................ 160
10.7 SEZNAM SLIK ........................................................................................................... 165
10.8 SEZNAM PREGLEDNIC .............................................................................................. 167
10.9 PRILOGE .................................................................................................................. 169
10.10 NASLOV ŠTUDENTA ............................................................................................. 169
IX
UPORABLJENI SIMBOLI
Uporabljeni simboli so zbrani po poglavjih pričujočega diplomskega dela.
3. GEOMEHANSKE RAZISKAVE
c kohezija zemljine
cu nedrenirana strižna trdnost
qu enoosna tlačna trdnost
wL meja židkosti
wp meja plastičnosti
Ws teža trdne snovi
ws meja krčenja
Ww teža vode
γ prostorninska teža zemljine
σ1 maksimalna vertikalna napetost
σ3 totalna bočna napetost
τ strižna napetost
τf strižna trdnost
φ strižni kot zemljine
4. MASIVNE KONSTRUKCIJE
A potrebna površina žice
A površina temelja
A´ efektivna površina temelja
bv hor. razdalja od prijemališča rezultante aktivnega zemeljskega
X
bw širina temeljne ploskve gabiona
c kohezija zemljine
d potrebni premer žice
dh vertikalna razdalja od prijemališča rezultante aktivnega zemeljskega pritiska
e ekscentričnost
F0 varnostni faktor
Fs varnostni faktor
H vertikalna višina brežine
hc vertikalna razdalja od težišča posameznega niza gabionov do izhodiščne točke
zidu
hs po/γs
Ka koeficient aktivnega zemeljskega pritiska
Mo prevrnitveni moment
Mr odpornostni moment
N normalna sila
n število gabionov
P pritisk na posamezno košaro
Pa karakteristična vrednost aktivnega pritiska zemljine
Ph horizontalna komponenta aktivnega zemeljskega pritiska
Pv vertikalna komponenta aktivnega zemeljskega pritiska
po dodatna obtežba
st horizontalna razdalja od težišča posameznega niza gabionov do izhodiščne točke
zidu
T sila v žici košare
T tangencialna sila
uw širina gabiona
ud dolžina gabiona
XI
Wg lastna teža konstrukcije
Xg hor. razdalja od izhodiščne točke zidu, korigirana za naklon zidu
xg število gabionov
yg število gabionov
α naklon zidu
β naklon podporne konstrukcije glede na horizontalno ravnino
γd prostorninska teža polnilnega materiala
δ kot trenja med gabionom in zemljino
ε naklon pobočja
σj natezna trdnost jekla
σv vertikalne napetosti v posamezni košari
φ strižni kot zemljine ali kot notranjega trenja
5. ARMIRANE ZEMLJINE
A1 redukcijski faktor lastnosti materiala
A2 redukcijski faktor poškodb geosintetika (vgradnja, transport)
A3 redukcijski faktor spojev in povezav
A4 redukcijski faktor okoljskih vplivov
A5 redukcijski faktor vpliva pretežno dinamičnih obtežb
a izmerjen oprijem, adhezija med geosintetikom in zemljino
c izmerjena kohezija zemljine
ck karakteristična kohezija zemljine
Efacing projektna vrednost obtežbe čelne ploskve med dvema geomrežama
efacing projektna horizontalna napetost na čelno ploskev
F natezna sila
XII
F napetost pri danem raztezku
fsg,k koeficient trenja (adhezija med zemljino in geosintetikom)
fscg,k strižni koeficient kohezije
Eh,d(ϑ) skupni horizontalni zemeljski pritisk
Ev,d(ϑ) skupni vertikalni zemeljski pritisk
Gd(ϑ) teža zemljine v aktivni coni
J karakteristična kratkotrajna osna togost
LA sidrna dolžina za porušitveno ravnino
lv vertikalna razdalja med ojačitvenimi elementi
Nd projektna vrednost vplivov, ki delujejo normalno na osnovo temelja
Nd vsota vertikalnih obremenitev podporne konstrukcije
n število strižnih površin
Pd(ϑ) teža koristne obtežbe na območju aktivne cone
RA,k karakteristična izvlečna odpornost geosintetika za širino 1 m
RA,k karakteristična izvlečna odpornost
RA,d projektna izvlečna odpornost geosintetika
RB,k karakteristična napetost geosintetika (5% kvantila)
RB,d projektna napetost geosintetika
Rb,k0 kratkotrajna natezna napetost
RB,k0 karakteristična napetost geosintetika
Rn,d projektna vrednost odporov
Rn,k karakteristična vrednost odporov
RBi,d projektna natezna nosilnost geomreže
RAi,d projektna vrednost izvlečne odpornosti
Rt,d projektna odporov na zdrs (strižni odpor med armirano zemljino in temeljnimi
tlemi)
XIII
α naklon hrbtne ploskve konstrukcije iz armirane zemljine
β faktor izkoriščenosti
β naklon podporne konstrukcije glede na horizontalno ravnino
γB delni varnostni faktor izvleka geosintetika
γGL delni faktor varnosti
γGr delni faktor nosilnosti temeljnih tal (glej DIN 1054)
γM delni faktor varnosti za lastnosti materiala ali proizvoda
δ kot trenja med temeljnimi tlemi in armirano zemljino
δ izmerjen koeficient trenja med geosintetikom in zemljino
δs,k kot trenja med tlemi in konstrukcijo
δs,k kot trenja med tlemi in konstrukcijo
ε raztezek
ηg kalibracijski faktor za vpliv lastne teže
ηq kalibracijski faktor za vpliv koristne obtežbe
ϑ naklonski kot porušnice
ϑ naklonski kot obravnavane porušnice
λ koeficient trenja
λc koeficient kohezije
σv,k karakteristična normalna napetost v ojačitveni ravnini
φ strižni kot armirane zemljine
φ izmerjen strižni kot zemljine
φk karakteristični strižni kot zemljine
φ1,d projektni strižni kot armiranega nasutja
XIV
UPORABLJENE KRATICE
AR aramid
BS 8002 The Code of Practise BS 8002
EBGEO Recommendations for Design and Analysis of earth Structures using
Geosinthetic Reinforcements
EC7 SIST EN 1997, Evrokod 7
GTX tkane, netkane in pletene geotekstile
GTP geotekstilom sorodne produkte
GGR ekstudirane, tkane, pletene, vezane geomreže
GCO geokompozite
PA poliamid
PE polietilen
PET poliester
PP polipropilen
PP1 projektni pristop 1
PP2 projektni pristop 2
PP3 projektni pristop 3
PVA polivinil alkohol
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 15
1 UVOD
1.1 Splošno
Človek neprestano spreminja svoje okolje in ga prilagaja svojim potrebam. Izgradnja
linijskih objektov (cestne in komunalne infrastrukture) ali preprosto urejanje okolice
lastnega objekta ob pomanjkanju prostora, primernega za izgradnjo objektov, in
posledičnemu umikanju v bolj neprimerna, neposeljena območja, pripelje do gradnje v
območjih, kjer je potrebno za zaščito objektov, vkopov, sanacijo udorov ali stabilizacijo
brežin izvesti podporne ali oporne konstrukcije, z namenom zavarovanja, stabiliziranja ali
zgolj formiranja zemljin v bolj strmih naklonih kot bi bilo to mogoče brez njih. Pri tem se
pogosto pozablja, da takšne konstrukcije močno spreminjajo vizualni izgled krajine, zato je
potrebno s primernim oblikovanjem in izbiro materialov poskrbeti, da se le te čim bolje
vklopijo v samo brežino.
Za varno, ekonomično in vizualno sprejemljivo načrtovanje opornih ali podpornih
konstrukcij smo izvedli geološko-geotehničine preiskave. Poznavanje lastnosti zemljine je
osnova za iskanje ustreznih rešitev ter dimenzioniranje ekonomičnih, trajnih geotehničnih
konstrukcij. Ob upoštevanju navedenega smo primerjali različne načine sanacije obstoječe
delno porušene, do 3 m visoke, zidane podporne konstrukcije zgrajene okoli leta 1980.
Konstrukcija podpira zemljino na dvorišču stanovanjskega objekta Šentjungert 27b (Slika
2.2), ki se nahaja na SZ območju Mestne občine Celje, na pobočju Drevovega hriba v
bližini Šmartnega v Rožni dolini (Slika 1.1).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 16
Slika 1.1: Lokacija podpornega zidu
1.2 Namen diplomskega dela
Namen diplomskega dela je, da na podlagi geomehanskih karakteristik zemljine, skladno z
EC7 in priporočili za gabione The Code of Practise BS 8002, v nadaljevanju BS 8002, ter
priporočili za armirane zemljine Recommendations for Design and Analysis of earth
Structures using Geosinthetic Reinforcements, v nadaljevanju EBGEO, dimenzioniramo
različne tipe težnostnih podpornih konstrukcij in konstrukcijo iz armirane zemljine ter
predlagamo tehnološko, vizualno in stroškovno najbolj sprejemljivo podporno
konstrukcijo.
1.3 Metoda dela
Z diplomskim delom smo obravnavali praktičen primer sanacije obstoječega zidanega
podpornega zidu pri čemer smo za potrebe načrtovanja izvedli terenske in laboratorijske
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 17
raziskave, obdelavo podatkov, dimenzioniranje in grobo stroškovno analizo različnih tipov
podpornih konstrukcij ter predlagali rešitev.
Geotehnične raziskave smo izvedli v laboratoriju Katedre za geotehniko, Fakultete za
gradbeništvo, prometno inženirstvo in arhitekturo, Univerze v Mariboru, ter tako pridobili
osnovne parametre obravnavane zemljine.
Po EC7 smo določili aktivne in pasivne zemeljske pritiske, določili vplive in izvedli
dimenzioniranje vizualno sprejemljivih tipov težnostnih podpornih konstrukcij. To so
težnostni kamniti zid, zid iz gabionov in tradicionalna lesena kašta.
Kot alternativo klasičnim rešitvam smo na podlagi nemških priporočil EBGEO
dimenzionirali brežino iz armirane zemljine.
Za sprejemljive rešitve smo izvedli primerjavo podpornih konstrukcij in predlagali po
našem mnenju najbolj sprejemljivo podporno konstrukcijo, za katero smo izvedli še
analizo globalne stabilnosti s programskim paketom GEO5.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 18
2 GEOLOŠKA ZGRADBA
2.1 Geološke in hidrološke osnove
Širše obravnavano območje pripada geotektonski enoti imenovani Celjska kotlina, ki jo
obdajajo okoliške planote in hribovja. Površinska oblikovanost obravnavanega ozemlja je
močno pogojena z geološko zgradbo. Tako sestavljajo apnenci in dolomiti višje in manj
razčlenjeno hribovje, medtem ko se nahajajo v nižjem gričevnatem svetu pretežno
mehkejše klastične - mehanske sedimentne kamnine in predornine. Na ravninskem
območju Celjske kotline se nahajajo rečni sedimenti v terasah, ki so sestavljeni pretežno iz
karbonatnega proda in peska, ki ga je skozi zgodovinska obdobja nosila reka Savinja. Vsi
ostali potoki prinašajo aluvialni nanos večji del sestavljen iz mehkejših kamnin, ki je
pretežno peščen in zaglinjen.
Severno od Celjske kotline se prične svet dvigovati. Gričevnato območje Kljumberka, Sv.
Jungerta, Resenika z ozkimi jarki predstavlja območje »pirešičke« predornine, v velikosti
11.5 km2 (Slika 2.1). Območje sega od ceste proti Velenju, torej V od ponikvanske planote
pa vse do Šmartnega v Rožni dolini na V, s povprečno širino okoli 1.9 km. Kot eruptivne
tvorbe se na območju nahajajo keratofirji, diabazi ter njuni tufi ladinijske stopnje.
Omenjene kamnine so na površini le redko, saj so precej preperele in tektonsko pretrte ter
limonitizirane. Sestojijo iz osnove kremena in plagioklazov. Osnova večine vzorcev je
mikrokristalna do drobnozrnata. Tufi teh kamnin sestojijo iz kamnitih drobcev, kremena in
plagioklazov.
Na podlagi članka Kremenov keratofir pri Veliki Pirešici1 (Germovšek 1953) in geološke
karte (Slika 2.1) podajamo specifične lastnostmi »pirešičke« predornine:
1 izvleček članka podajamo v nadaljevanju
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 19
prva značilnost predornine je močno preperevanje, zato je zelo težko dobiti sveže
primerke. Na najdenih svežih vzorcih v jarkih ali kamnolomih pa je avtor opazil
paralelepipedsko krojitev in številne prelomne ploskve,
druga značilnost je presenetljiva podobnost z rogovcem po barvi, lomu in sijaju, pri
čemer avtor navaja, da zgolj na podlagi makroskopske analize ni mogel določiti ali
gre za rogovec ali predornino. Prav tako so pogosti različni vtrošniki, ki so najbolj
očitni na preperelih vzorcih, kjer se kaolinizirani oz. redkeje kalcitizirani glinenci
jasno odražajo od osnove,
tretja značilnost pa je različna obarvanost vzorcev. Najdejo se vsi odtenki barv od
belkaste, preko sive, zelene, rumenkaste, rjave, rdečkaste, vijoličaste do skoraj
črne, pri čemer avtor predvideva, da je različna obarvanost posledica večje ali
manjše oksidacije železovih spojin. Prevladujoča barva je zato zelena in rjava,
zelena verjetno kot posledica kloritizacije femičnih mineralov.
Na podlagi makroskopske in mikroskopske preiskave se je izkazalo, da ima predornina dva
tipa osnove z zanju lastnimi petrografskimi lastnostmi. Tako lahko z mikroskopsko
preiskavo ločimo predornine z izrazito rogovčevo osnovo in druge, ki imajo bolj porfirsko
osnovo:
kremenov keratofir z izrazito rogovčevo osnovo obsega večji del ozemlja ter skoraj
celotno vzhodno polovico. Prevladujoča barva je zelena in siva na številnih mestih
tudi rjava z vsemi vmesnimi niansami. Poleg že omenjenih lastnosti lahko pri tem
tipu strukture omenimo, da je trdota osnove svežih vzorcev enaka trdoti kremena,
pri tem je kamenina sorazmerno krhka. Pri razbijanju se razleti v ostrorobe delce.
Lom je torej iverast, vendar prehaja nekoliko v školjkastega. Tanki delci so
prosojni. Vtrošniki so skoraj izključno glinenci, kremen nastopa le izjemoma.
Za mikroskopske preparate je značilna felzitska2 osnova. Glinenčevi vtrošniki so
skoraj izključno le albit. Od femičnih vtrošnikov nastopa le biotit in še ta večinoma
močno preperel, kot sekundarna minerala nastopata klorit in kalcit.
2 struktura predornine, v kateri posameznih zrn makroskopsko ni mogoče ločiti
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 20
druga skupina ima značilno drobnozrnato osnovo, se pa makroskopsko prav malo
loči prve skupine. Kremen le redko nastopa kot vtrošnik, prevladujoča barva je
rjava. Glavna razlika v zbruskih nasproti prejšnjim je v strukturi osnove. Tu težko
govorimo o dveh generacijah vtrošnikov. Tako imenovana druga generacija
vtrošnikov, velikih manj kot 0.1 mm, sestavlja večji del osnove, ki le redko prehaja
v felzitsko. Druga razlika je v tem, da tukaj nastopajo v veliki meri vtrošniki
kremena.
Na podlagi vseh mikroskopskih raziskav avtor zaključuje, da nastopa v »pirešičkem«
masivu v glavnem le ena vrsta predornina, ki pa ima več variant. Na podlagi
mikroskopske analize imenujemo to kamenino kremenov keratofir3.
Omeniti še moramo, da na območju poleg kremenovega keratofirja nastopajo tudi njegovi
tufi, ki so tako pomešani s keratofirjem, da jih je na karti nemogoče ločiti. Glede na
mikroskopsko raziskavo so tufi v groben delijo na vulkanske breče, apnene tufske breče in
felzitske tufe.
Po starosti in genezi predornina pripada alkaligranitni magmi alkaligranitne do
natronsienitne skupine natrijeve (atlantske) družine. Erupcije so bile plinske ter lavne, kar
dokazujejo več vrst keratofirskih tufov, več variant predornine ter vulkanske breče.
Erupcije so se vršile med zgornjim delom srednje triade ter miocenom.
V hidrološkem smislu so keratofirji, diabazi, tufi, apnenec in dolomit praktično
neprepustni. Tako se na območju »pirešičke« predornine v nasprotju od ponikvanske
planote zasledi površinsko vodo, ki se steka v tri glavne potoke. Kot zanimivost velja
omeniti da nedaleč stran na J robu griča Slačjek kot ostanek vulkanskega delovanja izvira
srednje velik studenec slanega okusa, ki pri izhlapevanju v okolici studenca pušča belo
usedlino.
3 splošno ime za vse predorninske ali žilne kamnine z vtroški glinencev, med katerimi prevladuje albit, in
obarvanih mineralov, ponavadi, včasih tudi diopsida. Osnovna masa je kompaktna in sestavljena večinoma iz
izometričnih ali raztegnjenih mikrolitov albita.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 21
Slika 2.1: Geološka karta eruptivnega masiva
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 22
2.2 Geološki in reliefni opis lokacije
Kot smo omenili obravnavano območje leži v vzhodni polovici predornine, kjer se izrazito
dviguje greben Sv. Jungerta, ki poteka v smeri S proti J vse do Vrhovškovega vrha. Z
grebena se v dno jarkov stekajo površinski potočki, ki se na V strani grebena stekajo v dva
potoka Koprivnico in Sušnico. Večjih strnjenih naselij ni, so pa po vsem območju
raztresene posamezne kmetije.
Oporni zid se nahaja na dvorišču objekta Šentjungert 27b (Slika 2.2) na V strani grebena
Sv. Jungerta, na strmem z drevnino poraščenem pobočju Drevovega vrha enakomernega
naklona okoli 35° ki ga v smeri V – Z enakomerno prekinjajo jarki, v katere se ob večjih
padavinah stekajo površinske vode in pojavijo hudourniški potoki, ki hitro presahnejo
(Slika 2.3). Na pobočju neposredno nad opornim zidom ni evidentiranih stalnih vodnih
izvirov saj je zemljina slabo prepustna.
Slika 2.2: Obstoječi podporni zid
Lokalno se v neposredni bližini na travnatih površinah pojavljajo manjši zemeljski usadi
preperine, kot posledica dolgotrajnih padavin. Na razmočenem terenu pod usadi pogosto
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 23
na površino prihaja talna voda, ki jo domačini izkoristijo za redka, presihajoča vodna
zajetja.
Slika 2.3: Lokacija opornega zidu na lidarskem posnetku
2.3 Seizmičnost območja
Na podlagi evropskega standarda za potresno odporno gradnjo Evrokod 8 oz. EC8 (SIST
EN-1998), za projektiranje opornega zidu uporabimo Karto potresne nevarnosti Slovenije
(http://www.arso.gov.si/potresi/potresna%20nevarnost/projektni_pospesek_tal.html), ki za
to območje, za tip tal A (zelo trda tla; skala na kateri je največ 5 m slabšega površinskega
materiala) in povratno dobo potresov 475 let predpisuje projektni pospešek tal ag = 0.125g.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 24
3 GEOMEHANSKE RAZISKAVE
Evrokod 7 predvideva tri »geotehnične kategorije«. Na samo umestitev poleg geotehničnih
razmer vplivajo tudi velikost in zasnova objekta, obtežba objekta in pomembnost objekta.
Tako lahko na dobrih temeljnih tleh v geotehnično kategorijo 1 uvrščamo temeljenje
manjših objektov (npr. enostanovanjske hiše s pravilno zasnovo), podporne konstrukcije do
višine 2 m ter objekte z zanemarljivim tveganjem, ob predpostavki zanemarljive nevarnosti
v smislu globalne stabilnosti ali premikanja tal. Pri ocenah parametrov lahko izhajamo iz
lokalnih izkušenj pridobljenih v neposredni bližini pri čemer se pri gradnji uporabijo
običajne metode za projektiranje temeljenja in gradnjo. Pri tem se je potrebno zavedati, da
je geotehnična kategorija 1 primerna, kadar ni predvidenega izkopa pod nivojem
podtalnice (Logar, Pulko 2009).
Za potrebe diplomske naloge smo v okviru geotehničnih raziskav izkopali sondažno okno,
izvedli terenski pregled profila in opravili opisane laboratorijske analize. Profil smo
izkopali do trdne matične kamnine, kjer smo na globini 110 cm naleteli na trdno,
kompaktno in homogeno hribino. Iz profila smo odvzeli več vzorcev in opravili
laboratorijsko analizo.
3.1 Sondažna jama
Za potrebe odvzema vzorcev smo neposredno pod obstoječim podpornim zidom izkopali
sondažno okno do trde matične podlage, globine 110 cm. Po pregledu profila smo določili,
da se na trdi, homogeni hribini podlagi nahaja enotna plast zemljine, ki jo lahko glede na
velikost zrn razdelimo na dve plasti. Odvzete vzorce smo nemudoma zavili v folijo in
položili v plastične vrečke.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 25
3.2 Laboratorijske preiskave
Preiskave smo ob pomoči in nadzoru g. Šketlja izvedli v Laboratoriju za mehaniko tal in
temeljenje, Katedre za geotehniko, Fakultete za gradbeništvo, prometno inženirstvo in
arhitekturo Univerze v Mariboru. Za potrebe klasifikacije zemljine smo določili:
sestavo zemljine glede na velikosti zrn - kombinirano zrnitev (sejalna +
aerometrična preiskava),
plastičnost in konsistenco,
prostorninsko težo vzorca.
Za potrebe projektiranja smo strižno trdnost in kohezijo zemljine določili:
z direktnim translatornim strižnim preizkusom,
s triosno preiskavo.
3.2.1 Klasifikacija zemljin4
3.2.1.1 Zrnavost (kombinirana zrnitev)
Za potrebe klasifikacije zemljine smo uporabili kombinirano zrnitev. Po predhodno
opravljeni sejalni analizi smo presejek skozi sito 0.2 mm zrnili dalje z aerometrično
metodo. Rezultate smo prikazali v sejalnem diagramu.
3.2.1.2 Plastičnost in konsistenca
Glede na količino vode, ki jo zemljina vsebuje, prehajajo vezljive zemljine iz tekoče
(židke), v gnetno (plastično), iz gnetne v poltrdno in nato trdno konsistenco. Tako med
navedenimi konsistenčnimi stanji vezljivih kamnin določamo: mejo krčenja, mejo
plastičnosti in mejo židkosti (Žlender et al. 2013).
Meja židkosti (wL) – najprej določimo naravno vlažnost vzorca zemljine, ki ga nato
pripravimo za določitev meje židkosti. Vzorec pripravimo s sejalno analizo, saj ne sme
vsebovati zrn večjih od 0.425 mm ter ga pripravimo v konsistenci blizu meje židkosti,
4(Osnove temeljenja 2013)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 26
dobro pregnetemo in zapremo za 24 ur v nepredušno posodo. Pred preiskavo vzorec
gnetemo še vsaj 10 minut in po potrebi dodajamo destilirano vodo. Mejo židkosti določimo
s konusnim penetrometrom (britanski konus) in na podlagi rezultatov izrišemo premico, ki
se točkam najbolj prilega in kot mejo židkosti zabeležimo vlažnost pri penetraciji 20 mm.
Meja plastičnosti (wp) - kepico zemljine v plastičnem stanju zvaljamo na filtrirnem papirju
v svaljek s premerom 3 mm. Če je ostala plastična jo znova zagnetemo v kroglico in
ponovno valjamo. To ponavljamo tako dolgo, da se prične svaljek drobiti, ter na vzorcu
določimo odstotek vode, ki je v zemljini preostala. Ta odstotek vode označimo z wp.
Meja krčenja (ws) - meja krčenja je odstotek vode, pri katerem se meniski na površini
sušečega vzorca utrgajo, voda se pri nadaljnjem sušenju umika v notranjost, volumen
vzorca pa se ne spreminja več. Vzorec med sušenjem večkrat stehtamo in premerimo, ter
izrišemo graf, kjer na ordinato nanašamo V vzorca, na absciso pa odstotek vode. Meja
krčenja je tista točka , v kateri se sovisnica prelomi v lego, ki je abscisi vzporedna.
3.2.1.3 Prostorninska teža (γ)
Je teža trdne snovi Ws in teža vode Ww na enoto celotnega volumna vzorca V, ki jo za
delno zasičene (nepotopljene) zemljine določimo po (3.1):
wwswwssws nn
V
VV
V
WW
V
W
)1( , (3.1)
za popolnoma zasičene zemljine izraz dobi obliko kot v (3.2):
wsz nn )1( , (3.2)
kjer je:
Ws - teža trdne snovi
Ww - teža vode
izraz za zemljine, potopljene v vodo dobi obliko (3.3):
wz ´ , (3.3)
3.2.2 Strižna trdnost zemljin
Ob vsaki geotehnični konstrukciji imamo opravka z normalnimi in strižnimi napetostmi.
Normalne napetosti povzročajo volumske spremembe, ki so pogojene z obtežbo in
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 27
procesom konsolidacije. Poleg volumskih sprememb, strižne napetosti preprečujejo
porušitev in pomagajo »podpirati« geotehnično konstrukcijo. Do porušitve pride, ko strižna
napetost preseže največjo možno strižno napetost oz. po Mohrovi hipotezi o porušitvi se
zemljina poruši pri vsakem napetostnem stanju, kjer se Mohrov napetostni krog dotakne
krivulje M, ki je za to zemljino značilna. Mohrovi krogi, ki bi sekali to krivuljo M niso
mogoči. Ker krivulja M ovija vse Mohrove kroge kritičnih porušitvenih napetostnih stanj,
jo imenujemo porušitvena ovojnica in predstavlja črto strižne trdnosti (Žlender et al. 2013).
Ob upoštevanju Mohrove porušitvene hipoteze za realne materiale in pred tem ugotovljene
Coulombove enačbe, ki podaja linearno zvezo med strižno trdnostjo in normalno
napetostjo na porušni ploskvi dobimo izraz (3.4):
tgcf , (3.4)
kjer je:
c - kohezija zemljine (kPa)
φ - strižni kot zemljine ali kot notranjega trenja (°)
Ob upoštevanju Terzaghijeve teorije o efektivnih napetostih (σ´= σ – u) dobimo končno
obliko kot v (3.5):
´´´ tgcf , (3.5)
Pri strižnih preiskavah uporabljamo razmerje med maksimalno strižno napetostjo τf in
efektivno normalno napetostjo (σ´ = σ – u) tako, da izrišemo graf odvisnosti med porušno
strižno napetostjo – strižno trdnostjo v odvisnosti od efektivne normalne napetosti.
Za določane parametrov strižne trdnosti zemljin (c´ in φ´) uporabljamo direktne strižne
preiskave in triosne strižne preiskave. Za ugotavljanje nedrenirane strižne trdnosti cu pa
uporabimo preiskavo enoosne tlačne trdnosti (nedrenirane strižne trdnosti).
3.2.2.1 Direktna strižna preiskava
Direktna strižna preiskava je najstarejša trdnostna preiskava, saj jo je uporabljal že
Coulomb in je enaka strižni napetosti, pri kateri se zemljina poruši (Žlender et al. 2013).
Preiskavo izvedemo v strižni celici, ki je horizontalno razdeljena na dva okvirja dim.
6 cm6 cm2 cm, pri čemer je spodnji nepomični, zgornjega pa lahko premikamo v
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 28
vodoravni smeri. Pred pričetkom preiskave vzorec zemljine preko togega bata najprej
obremenimo z vertikalno – normalno obtežbo σ. Po končani konsolidaciji začnemo vzorec
strižno obremenjevati, tako da vlečemo premično celico s konstantno hitrostjo, dokler ne
pride do prestriga vzorca. Za določitev odvisnosti med strižno trdnostjo in normalnimi
efektivnimi napetostmi potrebujemo vsaj tri teste, ki jih izvajamo pri treh različnih
vertikalnih obremenitvah.
Strižno trdnost smo določil na vzorcih, ki smo jih obremenili s tremi vertikalnimi silami P,
ki povzročijo normalno napetost-tlak (σ) na zemljino in znašajo σ = 50, 100 in 200 kPa.
Vertikalno silo smo delili s prerezom vzorca in dobili normalno napetost na obravnavanem
prerezu (3.6).
MPaA
P , (3.6)
kjer je:
P - centrična sila povzročena s kovinskim batom
A - površina prereza vzorca
Ob izbrani normalni napetosti smo vzorce obremenili z vodoravno silo H in jo povečevali
tako dolgo dokler se vzorec v stični ravnini ni pretrgal. Strižna napetost, pri kateri se
vzorec pretrl, predstavlja strižno trdnost τf pri določeni normalni napetosti (3.7).
MPaA
H , (3.7)
kjer je:
H - strižna sila
A - površina prereza vzorca,
Pare izbranih vertikalnih napetosti in pripadajočih strižnih trdnosti smo vnesli v diagram.
Točke povezali s premico, ki predstavlja porušno ovojnico vzorca. Mesto kjer premica
seka ordinato določa kohezijo (c), nagib premice prosti abscisi pa kot strižne trdnosti (φ).
Porušno ovojnico, ki izraža strižno trdnost zapišemo z izrazom (3.8).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 29
tan c , (3.8)
kjer so:
τ - strižna trdnost
c - kohezijska trdnost – kohezija
φ - kot strižne trdnosti – strižni kot
3.2.2.2 Preizkus enoosne tlačne trdnosti
Preiskava enoosne tlačne trdnostni prostih valjastih vzorcev je posebna oblika
nekonsolidirne-nedrenirane triosne preiskave. Preiskavo uporabljamo za ugotavljanje
nedrenirane strižne trdnosti kohezivnih zemljin. Valjasti vzorci se razmeroma hitro
obremenijo v vertikalni smeri pri čemer je totalna bočna napetost med preiskavo vseskozi
enaka nič (σ3 = 0).
Preiskavo delamo tako, da vertikalno silo povečujemo do porušitve vzorca in pri tem
merimo vertikalne pomike. Ker vzorec ni konsolidiran in ker ne poznamo pornih tlakov
(nedrenirano stanje), je efektivno napetostno stanje neznano. Maksimalna vertikalna
napetost (porušna napetost) σ1 je enaka enoosni tlačni trdnosti qu.
Strižna trdnost je v nedreniranih pogojih neodvisna od normalnih napetosti, ker povečanje
obremenitve poveča porne pritiske, ne pa tudi efektivnih napetosti. Iz Mohrovega
napetostnega kroga za totalne napetosti ob porušitvi lahko določimo le vrednost
nedrenirane strižne trdnosti (Žlender et al. 2013):
22
)( max31 ufu
qc
, (3.9)
kjer je:
cu - nedrenirana strižna trdnost zemljine
qu - enoosna tlačna trdnost zemljine
σ1 - maksimalna vertikalna napetost
σ3 - totalna bočna napetost
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 30
4 MASIVNE PODPORNE KONSTRUKCIJE
Med podporne konstrukcije prištevamo vse vrste objektov, ki so zgrajeni z namenom da
podpirajo zemljino, hribino ali zadržujejo vodo, s ciljem, da s pomočjo podpornih
konstrukcij omogočimo formiranje zemljin v bolj strmih naklonih kot bi jih bilo mogoče
formirati brez izgradnje podpornih konstrukcij.
Glede na statično zasnovo ločimo več tipov podpornih konstrukcij, ki jih v geotehničnem
projektiranju razdelimo v težnostne (masivne), upogibne (vpete) in kombinirane
(sestavljene). Le te lahko uporabimo v kombinaciji z armiranimi zemljinami, kjer s
pomočjo ojačitvenih elementov oblikujemo brežine ali nasipe iz zemljin.
Pri težnostnih podpornih konstrukcijah, sestavljenih iz lomljenca, armiranega ali
nearmiranega betona sta pri analizi najpomembnejši lastnosti teža konstrukcije in odpor
zemljine ob temeljni ploskvi, medtem ko so odpori ob bočnih ploskvah manj izraziti in jih
v posameznih primerih sploh ne upoštevamo.
Upogibne konstrukcije predstavljajo relativno tanki zidovi iz armiranega betona, lesene,
betonske ali jeklene pilotne in zagatne stene, torej konstrukcije kjer je debelina bistveno
manjša od ostalih dimenzij. Te konstrukcije nimajo izrazite temeljne površine, obtežbo
zalednih zemljin pa s svojo upogibno togostjo prenašajo preko bočnih ploskev v temeljna
tla. Lastna teža je manj pomembna in jo pogosto ne upoštevamo.
4.1 Splošno
Težnostne podporne konstrukcije se zoperstavijo zemeljskim pritiskom z lastno težo, ki
prispeva bistven delež k stabilnosti konstrukcije. So najrazličnejše oblike, glede na
uporabljen material pa so lahko gibke ali toge.
Bistveni sili pri statični obravnavi sta aktivni zemeljski pritisk in lastna teža konstrukcije,
katerima se lahko pridružijo tudi druge ugodne ali neugodne obremenitve, kot npr. voda,
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 31
začetne napetosti v tleh, hidrodinamične in vzgonske sile, izkopi in druge odstranitve tal,
nasipni material, obremenitve z vozili, pomiki, vplivi nabrekanja, krčenja in preperevanja
tal, itd..
Namen dokazovanja ustreznosti je, da z računsko kontrolo vsakega mejnega stanja
zagotovimo, da so projektni učinki vplivov, manjši ali kvečjemu enaki projektnemu
odporu, saj v tem primeru zagotovimo varno in ekonomično projektiranje podpornih
konstrukcij (Oporne in podporne konstrukcije 2016).
Pri statični analizi moramo preveriti naslednja mejna stanja:
globalno stabilnost STA – izguba globalne stabilnosti ali prekomerna deformacija
večje gmote tal, kjer pri zagotavljanju odpora prevladuje trdnost zemljin ali hribin,
prevrnitev,
prijemališče rezultante v temeljni ploskvi,
zdrs v temeljni ploskvi konstrukcije,
nosilnost temeljnih tal GEO – porušitev ali prekomerna deformacija tal,
mejna stanja zaradi strujanja talne vode,
ter glede na vrsto podporne konstrukcije dodatne kontrole.
Postopek statične presoje težnostnega podpornega zidu poteka po naslednjem vrstnem
redu:
izračun aktivnega zemeljskega pritiska,
izračun lastne teže konstrukcije,
izračun preostalih obremenitev,
statične kontrole globalne stabilnosti, prevrnitev konstrukcije, lege rezultante ter
specifične kontrole, ki zavisijo od tipa podporne konstrukcije.
Osnovne količine pri statični presoji so podane spodaj (Slika 4.1).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 32
Slika 4.1: Osnovne količine pri statični presoji
4.2 Kamnite zložbe
Kamnite zložbe sodijo med težnostne konstrukcije. Kot gradbeni material se uporabi
zmrzlinsko odporen kamen nepravilnih oblik položen v beton ali zemljino. V primeru, da
so kamni položeni v beton zid smatramo kot nearmiran betonski zid. Prav v količini
porabljenega betona se kamnite zložbe razlikujejo od kamnitih zidov.
V kamnitih zložbah uporabimo minimalno količino betona, zato so kot konstrukcije gibke,
primerne za sanacijo manjših plazov. Ker so prepustne, oz. ker z dodatnimi odprtinami
med kamni poskrbimo za odvodnjavanje voda ni nevarnosti porušitve zaradi povečanih
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 33
hidrostatskih tlakov. Sčasoma se v zidovih med kamni ustvari humus, požene rastlinje, ki
jih vizualno prekrije in poskrbi za dodatno stabilizacijo zložbe.
Kamnite zložbe v okviru statične presoje preverimo z analizami globalne stabilnosti.
4.3 Kašte5
Predstavlja tradicionalno tehniko uporabe lesa in kamna, ki je bila razvita za rabo vodnih
virov pred več kot dvesto leti in je uporabljena v širši alpski regiji. Prav tradicionalnost
tehnike je razlog, da je lesena kašta vpisana v Register žive kulturne dediščine Slovenije.
So gibke podporne konstrukcije iz prefabriciranih armirano betonskih, kovinskih ali
lesenih elementov, ki sestavljajo ogrodje (okvir) kamnitemu polnilu.
Najbolj poznana je lesena kašta ali kranjska stena, ki s svojim naravnim izgledom najmanj
posega v krajino ter sledi ideji celostnega upravljanja voda in sanaciji brežin. Uporablja se
za varstvo pred škodljivim delovanjem voda in erozije, pri urejanju vodotokov, sanaciji
erozijskih žarišč in zavarovanju pogojno stabilnih, plazovitih pobočij.
Za to tehniko so značilna rešetkasto sestavljena debla, pri katerih je vmesni prostor
zapolnjen z vodoodpornim kamenjem. Lesena kašta se pri urejanju vodotokov lahko
uporablja kot obrežno zavarovanje, gradnji prečnih objektov (jezov, pregrad ipd.) in kot
podporna konstrukcija pri gradnji gozdnih prometnic predvsem za zavarovanje zemeljskih
vkopov ali nasipov.
Njene prednostne značilnosti so, da je podajna oziroma prožna, precejna in izjemno
prilagodljiva terenskim značilnostim. Ugodno vpliva na kakovost bivalnega okolja in je
cenovno sprejemljiva ter enostavna za vzdrževanja. Na hudournikih in vodotokih sovpada
s krajinskimi značilnostmi ter kot obrežno zavarovanje ustvarja zatočišče za vodne
organizme.
Pri načrtovanju in izvajanju lesenih kašt je pomembno, da so razgibane, izvedene v več
ravneh, tako da se čim bolje vklopijo v samo strukturo brežine. Pomembno je tudi, da kašto
5 (Lesena kašta ali kranjska stena 2016)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 34
zasadimo z avtohtonim rastlinjem ob sami gradnji, saj se tako zagotovi hitrejše vklapljanje
objekta v okolico.
Za kašte pri statični presoji glede na težnostne konstrukcije dodatno preverimo:
prerez (rezultanto sil za vsak prerez)
zdrs (zdrs v prerezih kašte).
4.3.1 Preveritev strižnega odpora v kritičnem prerezu
Za kritičen prerez smo preverili strižno odpornost kamnitega jedra lesene kašte. Za
kamnito polnilo lahko prevzamemo strižni kot od 45° do 55°.
Opozoriti moramo, da s spodnjim pogojem ne upoštevamo odpornosti lesenega ogrodja,
kar predstavlja še dodatno varnost, temveč samo stabilnost kamnitega polnila.
dRdH (4.1)
Projektno vrednost sile, ki deluje vzporedno s temeljem izračunamo kot horizontalno
komponento zemeljskega pritiska na določeni globini po (4.2) do (4.6).
apagd EEH (4.2)
azdstQ,ag Kzp *** (4.3)
adstQ,ap Kpp ** (4.4)
5,0** zpE agag (4.5)
zpE apap * (4.6)
kjer je:
Hd - hor. komp. aktivnega pritiska zemljine na globini z (kN/m´)
Ka - koeficient aktivnega zemeljskega pritiska
z - globina (m)
γz - dodatna obtežba (kN/m´)
pag,ap - hor. komp. aktivnega zemeljskega pritiska na globini z (kPa)
γz - prostorninska teža zaledne zemljine (kN/m3)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 35
Strižni odpor kamnitega polnila izračunamo po izrazu (4.7):
.tan* kamd GR (4.7)
kjer je:
G - lastna teža kamnitega polnila do globine z (kN/m´)
φkam. - koeficient aktivnega zemeljskega pritiska
4.4 Gabioni6
Gabioni sodijo med težnostne podporne konstrukcije. Sestavljeni so iz košar ter kamenja,
ki ga napolnimo na mestu gradnje ali prednapolnjene pripelje na gradbišče. Pogosto se
uporabljajo pri vodnogospodarskih ureditvah potokov in hudournikov, saj s svojim
izgledom delujejo naravno.
Glede na material za izdelavo košar ločimo gabione iz pletenih in varjenih košar. Kamenje
mora biti odporno proti zmrzali in tlačnim silam, pri čemer mora biti minimalna frakcija
agregata 1,5 krat večja od najmanjše odprtine košare. Izračun izvedemo enako kot za
težnostne podporne konstrukcije, dodatno pa preverimo:
stik med posameznimi košarami
nosilnost žice košar.
Dejavniki, ki vplivajo na statični izračun in dimenzioniranje zidov iz gabionov:
• podlaga (lastnosti temeljnih tal),
• prepustnost (vododržnost),
• prostorninska teža polnilnega materiala,
• mehanskih lastnosti zaledne zemljine,
• obtežbe,
6 (Designing with Gabions) in (Farmer & Holmes 2016)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 36
• oblika zidu (višina, dolžina,…),
• mehanske lastnosti žične mreže.
Ker gabioni sodijo med težnostne konstrukcije je potrebno glede na temeljna tla, zaradi
velike lastne teže gabionov pravilno dimenzionirati temelje, da preprečimo prekomerne
posedke. Pričakovani posedki pomembno vplivajo na izbiro košar. Tako lahko zid
sestavljen iz gabionov, ki so narejeni iz pletenih mrež prevzame in se prilagodi posedkom
ali poznejšim deformacijami po izgradnji zidu. Zid iz gabionov iz varjenih mrež pa je bolj
tog in prevzame manjše poznejše posedke konstrukcije. Zato se v primeru pletenih košar
obtežba prenaša zvezno po zidu, pri varjenih košarah pa se obtežba prenaša posamezno po
košarah, pri čemer lahko zaradi preobremenitve zvara ali stika med žicami pride do
porušitve celotnega zidu.
Kot pri vseh podpornih konstrukcijah je potrebno, kljub prepustnosti za zaledne vode
izvesti odvodnjavanje na temelju gabiona ter s pripravo temelja in zamikanjem gabionov
na sprednji strani izvesti nagib zidu proti zaledju, v naklonu od 6 do 10°.
Za razliko od starih navodil7, ki so bazirale na The Code of Practise BS 8002 in predlagale
uporabo metode mejnega stanja uporabnosti po metodi reduciranih strižnih parametrov,
posodobljena navodila8 za potrebe dimenzioniranje gabionskega podpornega zidu navodila
upoštevajo BS EN 1997-1:2004 in The Code of Practise BS 8002:2015, pri čemer za
preverjanje mejnih stanj v konstrukciji (STR) in tleh (GEO) navodila predvidevajo
uporabo projektnega pristopa - PP1 (design approach) ter dve kombinaciji delnih faktorjev
(Slika 4.2):
kombinacija 1: (A1 + M1 + R1)
kombinacija 2: (A2 + M2 + R1)
V postopku statične presoje je potrebno preveriti obe kombinaciji.
7 (Designing with Gabions)
8 (Farmer & Holmes 2016)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 37
Slika 4.2: Priporočene vrednosti delnih faktorjev za PP1 (Farmer, Holmes 2016).
4.4.1 Statična presoja
Po izbiri PP je potrebno določiti vse vplive in obremenitve na konstrukcijo. Običajno
upoštevamo obtežbo 10 kN/m2, razen v posebnih primerih, kjer lahko obremenitev
povečamo glede na posebne pogoje. V pomoč nam lahko služijo spodnji podatki (Slika
4.3).
Slika 4.3: Obtežba glede na prometno obremenitev (Farmer, Holmes 2016).
V primeru velikih višin, izgradnje sredi pobočij ali glinasti zemljini je potrebno izvesti
analizo globalne stabilnosti.
Za določitev vplivov na podporno konstrukcijo navodila uporabijo Coulombovo analizo.
Coulumbova analiza je matematična metoda, ki upošteva parametre zemljine in trenje na
zadnji steni zidu, pri čemer je omejena na enostavne, »enoetažne« konstrukcije z
enakomernim zasutjem v zaledju.
Analizo kompleksnih konstrukcij lahko izvedemo z razdelitvijo le te v več enoetažnih
konstrukcij in nanosom nadomestne zvezne obtežbe. Dodatna slabost analize je, da je
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 38
primerna le za enakomerne zvezne obtežbe, analizo linijskih ali zveznih obtežb pa brez
dodatnih metod ne omogoča.
Za potrebe statične presoje zidu iz gabionov potrebujemo naslednje podatke (Slika 4.4):
geometrija
o višina zidu (h)
o nagib zaledne zemljine (ε)
parametri zemljine
o strižni kot zemljine (φ)
o prostorninska teža zemljine (γ)
prostorninska teža konstrukcije (γ) in
delujoče obtežbe (po).
Slika 4.4: Potrebni podatki za načrtovanje zidu iz gabionov (povzeto po Farmer, Holmes
2016)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 39
4.4.2 Obtežbe
4.4.2.1 Aktiven zemeljski pritisk
Aktiven pritisk zemljine (4.8):
2, 5,0 HKP azemljinaa , (4.8)
kjer je:
Pa - karakteristična vrednost aktivnega pritiska zemljine
Ka - koeficient aktivnega zemeljskega pritiska
γ - prostorninska teža zaledne zemljine
H - vertikalna višina brežine
Aktiven pritisk dodatne obtežbe (4.9):
HKpP aodoa , , (4.9)
kjer je:
Pa,do - karakteristična vrednost aktivnega pritiska dodatne obtežbe
Ka - koeficient aktivnega zemeljskega pritiska
po - dodatna obtežba nad zidom
H - vertikalna višina brežine
Aktiven zemeljski pritisk je (4.10):
obtežbedodazemljineaa PPP .,, , (4.10)
Prijemališče aktivnega pritiska zemljine je na H/3 efektivne višine konstrukcije, dodatnih
obtežb pa na H/2 efektivne višine zidu. Rezultanto prijemališča sil izračunamo z izrazoma
(4.11) in (4.12):
s
szemljina hH
hHHdh
2
3
3, (4.11)
sinwzemljina bdhdh , (4.12)
kjer je:
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 40
bw - širina temeljne ploskve gabiona
hs - po/γs
V primeru nagnjenega zaledja rezultanto aktivnega zemeljskega pritiska razdelimo na dve
komponenti in sicer na horizontalno (Pah) in vertikalno (Pav) komponento in izračunamo po
izrazih (4.13) in (4.14):
)90cos( aah PP , (4.13)
)90sin( aav PP , (4.14)
kjer je:
Pa - karakteristična vrednost aktivnega zemeljskega pritiska
β - zaledni kot ravnine podporne konstrukcije
δ - kot trenja med gabioni in zemljino
Koeficient aktivnega zemeljskega pritiska določimo s Coulombovo enačbo, ki upošteva
nagnjenost zaledja in podporne konstrukcije ter kot trenja med konstrukcijo in zemljino.
Koeficient aktivnega zemeljskega pritiska (4.15):
)cos()cos(
)sin()sin(1)sin()(sin
)(sin
2
2
aK , (4.15)
kjer je:
Ka - koeficient aktivnega zemeljskega pritiska
φ - strižni kot zemljine
β - naklon podporne konstrukcije glede na horizontalno ravnino
δ - kot trenja med gabionom in zemljino
ε - naklon pobočja
Na podlagi priporočil BS 8002 je kot trenja za zidove iz gabionov (δ) brez uporabe ločilne
plasti enako strižnemu kotu (φ) zasipnega materiala. V primeru neuporabe geotekstila ali
stopničaste izvedbe pa je vrednost kota trenja enaka vrednosti zasipne zemljine. Vrednost
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 41
strižnega kota lahko zmanjšamo v primeru uporabe ločilnega sloja - geotekstila na 0.9 φ ali
izvedbe z gladko hrbtno steno na 0.75 φ.
Ne glede na zgoraj navedeno je potrebno v primeru, da je kot večji od vrednosti 45°+ φ/2
uporabiti vrednost strižnega kota matične, podporne zemljine.
Za temeljno ravnino navodila predlagajo 0.66 vrednosti strižnega kota podlage. Na podlagi
izkušenj ali raziskav je dovoljeno, da za vrednost kota trenja uporabimo kar vrednost enako
strižnemu kotu zemljine.
4.4.2.2 Lastna teža konstrukcije
Lastno težo podporne konstrukcije izračunamo po (4.16), pri čemer za izračun lastne teže
podporne konstrukcije uporabimo prostorninske teže glede na vrsto polnilnega materiala
(drobljen beton 15 kN/m3, peščenjak 15.5 kN/m3, apnenec in agregat 16 kN/m3 in granit
17 kN/m3):
n
dg uduwW1
, (4.16)
kjer je:
Wg - lastna teža konstrukcije
n - število gabionov
uw - širina gabiona
ud - dolžina gabiona
γd - prostorninska teža polnilnega materiala
Po določitvi lastne teže podporne konstrukcije moramo določiti tudi prijemališče sile teže,
ki ga izračunamo s pomočjo momentov. Konstrukcijo razstavimo na enostavne like,
katerim izračunamo težo, težišče in posledično oddaljenost od izhodiščne točke zidu.
Ročica je kvocient vsote momentov vseh likov in komponente lastne teže konstrukcije.
Za zidove brez nagiba se določi samo ročica glede na x os, medtem ko je potrebno za
nagnjene zidove izračunati momente za obe osi (4.17) in rezultate korigirati z naklonom
zidu (4.18).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 42
n
n
g
uduw
uduwstx
1
1
)( in
n
n
g
uduw
uduwhcy
1
1
)(, (4.17)
kjer je:
st - horizontalna razdalja od težišča posameznega niza gabionov
do izhodiščne točke zidu
hc - vertikalna razdalja od težišča posameznega niza gabionov do
izhodiščne točke zidu
xg - horizontalna razdalja od težišča gabionskega zidu do
izhodiščne točke zidu
yg - vertikalna razdalja od težišča gabionskega zidu do izhodiščne
točke zidu
Popravek zaradi naklona zidu:
sincos ggg yxX , (4.18)
kjer je:
Xg - horizontalna razdalja od izhodiščne točke zidu, korigirana za
naklon zidu
α - naklon zidu
4.4.3 Stabilnostna analiza
S kontrolo vsakega mejnega stanja preverimo, da so projektni učinki vplivov – Ed (obtežb)
manjši ali kvečjemu enaki projektnemu odporu - Rd, ki se lahko ob obravnavanem mejnem
stanju aktivira, kar zapišemo kot:
dd RE
Analizo je potrebno izvesti za vsak niz posebej. Na podlagi testov se za trenje med
posameznimi gabioni vzame vrednost 35°. Stabilnost lahko povečamo s pravilno izbiro
zasipnega materiala. Prav tako moramo paziti, da ekscentričnost pade znotraj srednje
tretjine temeljne širine gabiona.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 43
Slika 4.5: Legopis sil delujočih na gabionski zid (povzeto po Farmer, Holmes 2016)
4.4.3.1 Prevrnitev
Stabilnostna analiza je razmerje med momenti prevrnitve - horizontalna komponenta
aktivnega zemeljskega pritiska napram momentom odpora – teži zidu in vertikalni
komponenti aktivnega zemeljskega pritiska.
Stabilnost konstrukcije lahko izboljšamo z izbiro zasipnega materiala. Če izkopni kot
brežine znaša 45° ali manj, lahko zid projektiramo kot da zadržuje zrnat nasipni material, v
nasprotnem primeru moramo v analizi upoštevati osnovno zemljino. Prevrnitveni moment
izračunamo po (4.19).
hho dPM , (4.19)
kjer je:
Ph - horizontalna komponenta aktivnega zemeljskega pritiska
dh - ver. razdalja od prijemališča rezultante aktivnega zemeljskega
pritiska
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 44
Odpornostni moment (4.20):
ggvvr XWbPM , (4.20)
kjer je:
Pv - vertikalna komponenta aktivnega zemeljskega pritiska
bv - hor. razdalja od prijemališča rezultante aktivnega zemeljskega
pritiska (
tan
cos soilwv
dhbb )
bw - širina obravnavanega gabionskega niza
Wg - lastna teža konstrukcije
Xg - hor. razdalja od izhodiščne točke zidu, korigirana za naklon
zidu
Varnostni faktor prevrnitve (Fo) se izračuna (4.21):
o
ro M
MF , (4.21)
in po BS 8002 za gabionske podporne konstrukcije znaša:
Fo ≥ 2,0 za mejno stanje nosilnosti
Fo ≥ 1,0 za mejno stanje uporabnosti
4.4.3.2 Zdrs
Varnostni faktor zdrsa (4.22) je razmerje med projektnimi odpori (teže zidu in vertikalne
komponente aktivnega zemeljskega pritiska) in projektnimi vplivi, ki povzročajo zdrs
konstrukcije (horizontalna komponenta aktivnega zemeljskega pritiska).
)sincos(
66.0tan)sincos(
NT
TNFs
, (4.22)
kjer je:
Fs - varnostni faktor
N - normalna sila na drsno ploskev (N=Wg+∑Pv)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 45
T - tangencialna sila na drsno ploskev (T=∑Ph)
φ - strižni kot zemljine
α - naklon zidu
BS 8002 za varnostni faktor predpisuje:
Fs > 1,5 za mejno stanje nosilnosti
Fs > 1,0 za mejno stanje uporabnosti
V primeru nezadostnega faktorja za zdrs lahko z namenom povečanja trenja med temeljem
in zemljino, raščena tla nadomestimo z nasipom iz agregata minimalne debeline 30 cm ter
ponovno izvedemo analizo. V kolikor varnostni faktor še vedno ni zadosten, povečamo
širino gabionskega niza.
Na podlagi BBA certifikata za strižni kot med posameznimi nizi gabionov uporabimo
vrednost 35°.
4.4.3.3 Nosilnost temeljnih tal
Pri preveritvi moramo paziti, da obtežba temeljev ne preseže nosilnosti temeljnih tal in da
rezultanta sil ne deluje preveč ekscentrično glede na temelj. V izogib težavam in izenačitvi
pritiska glede na čelo in peto zidu, lahko posamezen niz nagnemo vendar ne več kot 6° za
gabione s premerom žice do 3 mm ali 10° za gabione z debelejšim premerom žice.
Nosilnost temeljnih tal izračunamo za drenirano stanje po Brinch-Hansenu po (4.23):
´´)´tan´(´´5,0´ ´ qisdNqcisNB
A
Rccccd , (4.23)
ob upoštevanju efektivne površine temelja A´.
Ekscentričnost rezultante (4.24) vseh aktivnih obremenitev temelja mora biti znotraj e/3
širine gabiona, pri čemer ne smemo preseči projektne nosilnosti temeljnih tal ( dd RV ).
N
MMBe or )
2
, (4.24)
kjer je:
e - ekscentričnost
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 46
B - širina temelja
Mr - odpornostni moment
Mo - prevrnitveni moment
N - normalna sila
4.4.3.4 Preveritev premera žice
Kot smo že omenili analizo podpornih zidov izvedemo enako kot za težnostne podporne
konstrukcije, dodatno pa je potrebno preveriti stike med posameznimi košarami ter
nosilnost žice košar (Đulsić 2010) po (4.25) do (4.31):
2
pσp av (4.25)
zdstQ,dstQ,v zp *** (4.26)
ava K*σp (4.27)
)2
ρ(45tanK 2
a (4.28)
2
h*pT (4.29)
jσ
TA (4.30)
π
4Ad (4.31)
kjer je:
p - pritisk na posamezno košaro (kPa)
σv - vertikalne napetosti v posamezni košari (kPa)
pa - vrednost aktivnega zemeljskega pritiska v posamezni košari
(kPa)
T - sila v žici košare (kN/m´)
h - višina košare (m)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 47
A - potrebna površina žice (cm2/m´)
σj - natezna trdnost jekla (kN/cm2)
γs - varnostni faktor jekla
d - potrebni premer žice (mm)
Za izračun vrednosti aktivnega zemeljskega pritiska v posamezni košari (pa)
predpostavimo strižni kot ρ = 45°.
Jeklo za mreže mora biti minimalne kvalitete 55.0 kN/cm2. Mreže pocinkane in oplaščene
s PVC zaščito.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 48
5 ARMIRANE ZEMLJINE9
5.1 Splošno
Dandanes se vse pogosteje uporabljajo ozelenjeni nasipi iz armiranih zemljin, ki v okolju
nadomeščajo klasične betonske zidove. Če zemljina zadostuje zahtevanim parametrom
vgradnje, lahko z vgrajevanjem nasipne zemljine v plasteh in vstavljanjem geosintetikov v
obliki trakov ali mrež ustrezne natezne trdnosti izvedemo nasipe ali podporne konstrukcije.
Armirane zemljine se tako uporabljajo pri izgradnji nasipov na mehki podlagi, izdelavi
transportnih poti, kot temeljne blazine pri pripravi in izboljšanju tal, zadrževalnih -
podpornih strukturah, utrjevanju odlagališč, kot premostitveni objekti na območjih
podvrženih posedanju, vertikalnih stolpih, itd. (Slika 5.1).
Najpogosteje se jih poslužujemo v urbanih območjih pri težavah s prostorom, saj z
ustreznim kombiniranjem zemljine z določeno strižno ter tlačno nosilnostjo, čelnih
elementov in primernega ojačitvenega materiala omogočimo izvedbo nasipov ali brežin
pod velikim naklonom na majhnih površinah.
Kot smo omenili, armirano zemljino sestavljata zemljina in ojačitveni element. Je
kompozitni material, sestavljen iz velike količine cenovno ugodnega materiala (zemljine),
z določeno strižno ter tlačno nosilnostjo in zelo majhno natezno nosilnostjo ter relativno
majhno količino ojačitvenega, dražjega materiala z visoko natezno nosilnostjo.
V grobem lahko konstrukcije ločimo glede na uporabljen material in naklon čel. Tako so
čela pri nižjih naklonih zatravljena oziroma pri večjih naklonih izvedena iz prefabriciranih
betonskih elementov.
9 (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 49
Kot pri ostalih podpornih konstrukcijah moramo posebno pozornost nameniti prepustnosti
za zaledne in meteorne vode, izvesti drenažo na zaledju armirane zemljine ter z vegetacijo,
zatravitvijo čel ali uporabo prefabriciranih betonskih elementov preprečiti erozijo.
Z ustreznim kombiniranjem zemljine in ojačitev dosežemo primerne karakteristike za
konkretne primere uporabe, pri čemer lahko način sodelovanja med ojačitvenim
materialom in zemljino primerjamo s sodelovanjem armature in betona pri armiranem
betonu.
Slika 5.1: Primeri konstrukcij iz armiranih zemljin (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 50
Karakteristike zemljine so definirane s prostorninsko težo, strižnim kotom zemljine in
kohezijo, pri čemer stabilnost zemljine zagotavljata strižna in tlačna nosilnost zemljine. Na
strižno nosilnost zemljine vpliva trenje med zrni, oblika zrn in zbitost zemljine.
Ojačitvene elemente ločimo na deformabilne in nedeformabilne oziroma manj
deformabilne. Tipični predstavniki deformabilnih materialov, ki se uporabljajo za ojačitve,
so armaturni geosintetiki, ki jih ločimo na geotekstile in geomreže. Predstavniki
nedeformabilnih ojačitev so različne jeklene ojačitve - jekleni trakovi, mreže.
Z uporabo ojačitvenih elementov izboljšamo strižne lastnosti zemljine. Ojačitve postavimo
v smeri nateznih napetosti oziroma obremenitev tako, da deformacije v zemljini ustvarijo
natezno silo. Z reakcijo izboljšamo lastnosti kompozita, zmanjšamo sile, ki povzročajo
porušitev, oziroma povečamo sile, ki prispevajo k nosilnosti zemljine.
Poleg zagotavljanja globalne stabilnosti je potrebno s statično analizo določiti potrebno
dolžino in število armiranih trakov. Postopek določitve temelji na diagramu zemeljskih
pritiskov. Le-te razdelimo na deleže, ki obremenjujejo posamezni trak. Tako je ustrezna
rezultanta, ki jo prevzema posamezni trak, enaka produktu zemeljskega pritiska na globini
traku in vertikalni razdalji med trakovi.
Ker v Sloveniji še ni priporočil za dimenzioniranje armiranih zemljin smo za potrebe
diplomskega dela povzeli 2., 3. in 7. poglavje nemških priporočil EBGEO. 2. in 3. poglavje
obravnavata splošne pogoje, sedmo poglavje pa se nanaša na zadrževalne konstrukcije, s
pomočjo katere želimo sanirati obstoječi podporni zid.
Za potrebe prevoda podajamo osnovne definicije:
reinforced fill or reinforced earth structure = armirana zemljina - je inženirska
zemeljska konstrukcija, kjer nosilnost zemljine povečujemo z vgradnjo
geosintetikov
reinforcement = ojačitev, geosintetik – ojačitev v konstrukcijah iz armiranih
zemljin, vgrajena v plasteh. Glede na raztezek in natezno napetost ločimo izotropne
in anizotropne geosintetike
fill soil = vgradna zemljina – zemljina uporabljena za izvedbo armiranih zemljin
facing = čelo / zaključek – prednja, vidna, zaključna površina armirane zemljine,
ki zadržuje polnilni material med ojačanimi plastmi in ščiti konstrukcijo pred
erozijo
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 51
backfill area = zaledna – zemljina za konstrukcijo iz armirane zemljine do njenega
vrha
cover fill zone = pokrivna cona – pokrivna zemljina nad konstrukcijo iz armirane
zemljine
5.2 Lastnosti materialov
5.2.1 Zemljina
5.2.1.1 Temeljna tla
Pred izgradnjo objektov iz armiranih zemljin je potrebno opraviti geotehnične preiskave po
DIN 4020 oz. kot bi bile izvedene za podobne geotehnične objekte glede na EC7.
5.2.1.2 Vgradna zemljina
Zahtevane karakteristike vgradne zemljine zavisijo od zahtev, ki jih mora objekt iz
armirane zemljine izpolnjevati v svoji projektni življenjski dobi. Najpomembnejše lastnosti
so nosilnost, dopustne deformacije, odpornost materiala na zmrzovanje in drenažna
sposobnost.
Obremenitev s statičnimi ali dinamičnimi obtežbami še dodatno vpliva na zahtevane
karakteristike. V primeru pretežno statičnih obtežb je potrebno izvesti le osnovne analize z
namenom določitve strižnega kota, kohezije ter zahtevane zbitosti, ter v primeru fini
zrnatih zemljin določiti še koeficient permeabilnosti.
Glede na DIN 18196 lahko v primeru pretežno statičnih obtežb, ob pogoju da maksimalno
zrno ne preseže 2/3 velikosti debeline vgradne plasti, in enakomerne zbitosti za vgradnjo
uporabimo naslednje skupine zemljin:
grobo zrnate zemljine, skupin SW, SI, SE, GW, GI, GE
mešano zrnate zemljine, skupin: SU, ST, GU, GT, SU*, GT*, GU*, ST*
fino zrnate zemljine, skupin: UL, UM, TL in TM.
Primernost ostalih zemljin ali materialov, ki nastanejo v postopkih recikliranja ali mletja
gradbenih odpadkov, je potrebno predhodno dokazati.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 52
V primeru dinamičnih obtežb lahko izračun na podlagi DIN 1054 izpeljemo s kvazi
statičnimi obtežbami, oziroma v primerih, kjer je potrebno upoštevati dinamične obtežbe,
na način kot je podan v poglavju 12.
Uporabljena zemljina mora biti enotne kvalitete in enakomerne zbitosti, brez nevarnih
primesi, ki bi lahko s kemično sestavo vplivale na življenjsko dobo ojačitvenih ali spojnih
elementov ter elementov za čelo. V postopku vgradnje moramo zagotoviti, da je pH
nasipne zemljine za trajne konstrukcije med 4 < pH < 9. V primeru da je pH vrednost
manjša ali večja oz. se v zemljini pojavljajo agresivne sestavine, plini je potrebno pred
vgradnjo izvesti dodatne preiskave. Te zahteve se nanašajo tudi na zaledno in pokrivno
zemljino, v kolikor te plasti niso zanesljivo medsebojno ločene.
5.2.2 Geosintetiki
Geosintetiki so usklajeni Evropski produkti, katerih skladnost je potrjena z znakom
evropske skladnosti (CE), s čimer se potrjuje, da izdelek izpolnjuje bistvene zahteve glede
varnosti potrošnikov, zdravja ali varovanja okolja, kot jih določajo EU smernice oz.
regulative.
Po EBGEO geosintetike kontroliramo skladno z DIN EN ISO 10318 in jih glede na
strukturo delimo v:
tkane, netkane in pletene geotekstile (GTX)
geotekstilom sorodne produkte (GTP)
ekstudirane, tkane, pletene, vezane geomreže (GGR)
geokompozite (GCO)
Kot osnovna surovina se za izdelavo geosintetikov uporabljajo naslednji polimeri:
aramid (AR)
poliamid (PA)
poliester (PET)
poliolefini (polietilen (PE) in polipropilen (PP))
polivinil alkohol (PVA)
Izbrana surovina, struktura in postopek izdelave vplivajo na končne lastnosti geosintetika,
ki mora izpolnjevati naslednje zahteve:
predpisane natezne sile in dopustne deformacije
zagotavljati prenos sil med ojačitvenim elementom in zemljino
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 53
odpornost na mehanske poškodbe med transportom in vgradnjo
zadostno prepustnost za vodo
kemično in mikrobiološko odpornost
odpornost na vremenske vplive (UV odpornost)
Karakteristične vrednosti geosintetikov npr. natezno trdnost, osno togost in deformacije je
potrebno potrditi s preiskavami na dovolj velikih vzorcih in so določene kot povprečne
vrednosti z verjetnostjo α. V našem primeru s 5 % kvantilo, za katere velja, da je prava
vrednost xa v 95 % večja od izračunane. Kakršnekoli spremembe v strukturi geosintetika,
ki vplivajo na mehanske karakteristike je potrebno potrditi z novimi preiskavami. Končne
zahteve glede odpornosti vgrajenih materialov zavisijo od projektne življenjske dobe
konstrukcije ter predvidenih obremenitev.
Polimeri niso trajno odporni na UV svetlobo, zato so potrebni dodatni testi oziroma
modifikacije materiala glede odpornosti na vremenske vplive. Potrebno je dokazati, da
stalna ali začasna izpostavljenost vremenskim vplivom ne vpliva na njihovo življenjsko
dobo, npr. nezaščiteni ali zavihani zaključki čel.
5.2.3 Laboratorijske preiskave in redukcijski faktorji
5.2.3.1 Splošna priporočila
Projektne vrednosti izračunamo iz karakterističnih z upoštevanjem redukcijskih faktorjev
in faktorjev varnosti. Postopki preiskav ter mejne vrednosti so opredeljeni v področnih
standardih in priporočilih, spodaj pa so podani kratki povzetki po EBGEO.
Pri stalnih konstrukcijah v konstrukcijo vgradimo vzorce, ki jih naknadno odvzamemo z
namenom preveritve karakterističnih vrednosti ter določitvi redukcijskih faktorjev. Pri tem
je pomembno, da so vzorci izpostavljeni enakim vplivom in vgrajeni pod enakimi pogoji
kot ojačitveni elementi v konstrukciji.
Vsak geosintetik mora biti na podlagi DIN EN ISO 10320 označen z oznako evropske
skladnosti (CE), natančneje z imenom proizvajalca in tipom ter maso geosintetika po DIN
EN ISO 9864, čeprav masa nima neposrednega vpliva na karakteristične vrednosti.
5.2.3.2 Natezna napetost in raztezek po DIN EN ISO 10319
Natezno trdnost in pripadajoč raztezek določimo po DIN EN ISO 10319. Vrednosti se
določijo s pomočjo nateznega testa na vzorcih velikosti 200 mm. Vrednost nateznih
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 54
napetosti določimo pri 2, 3, 5 in po možnosti 10 odstotnem raztezku. Rezultati so podani
kot srednje vrednosti in ne kot vrednosti s 5 % kvantilo. Za polimere z nizko stopnjo
deformacije kot sta npr. AR in PVA test izvedemo le pri 2, 3 in 5 odstotnem raztezku.
Slika 5.2: Karakteristični σ/ε diagrami za posamezne materiale (EBGEO 2011)
Na podlagi rezultatov se za posamezne materiale izrišejo diagrami, pri čemer se na
abscisno os nanašajo raztezki, na ordinatno os pa napetosti glede na maksimalno
kratkotrajno natezno trdnost. Na sliki so prikazani σ/ε diagrami (Slika 5.2) za posamezne
osnovne surovine pri čemer je nemogoče podati podatke za vse razpoložljive produkte na
tržišču.
Neposredne povezave s projektno napetostjo niso mogoče, saj je ta določena za posamezen
produkt in z upoštevanjem pripadajočih redukcijskih faktorjev. Na sliki so za posamezne
osnovne surovine in tipe geosintetikov podane orientacijske natezne napetosti, ki pa lahko
za posamezne produkte močno odstopajo (Slika 5.3).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 55
Slika 5.3: Karakteristične kratkotrajne natezne napetosti geosintetikov (EBGEO 2011)
5.2.3.3 Osna togost glede na DIN EN ISO 10319
Osna togost geosintetikov je približno podana kot sekantni modul J [kN/m]. Kratkotrajna
osna togost je definirana na podlagi DIN EN ISO 10319 in karakterističnega σ/ε diagrama,
kot v (5.1):
mkNFF
Jab
abkba /0,,
(5.1)
kjer je:
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 56
J - karakteristična kratkotrajna osna togost za območje
deformacije od εa do εb (kN/m)
F - napetost pri danem raztezku
ε - raztezek
Pri dolgotrajnih osnih obremenitvah se je potrebno zavedati, da je potrebno dolgotrajno
osno togost reducirati (Ja-b,k,t) zaradi lezenja materiala. Ob poenostavitvi je osna togost Jk,
ki poteka skozi koordinatno izhodišče (εa=0) in izbranem maksimalnem dovoljenem
raztezku εb določljiva in jo lahko določimo (Ja-b,k) za točno določeno območje raztezka, kot
je prikazano spodaj (Slika 5.4).
Slika 5.4: Primer ocene kratkotrajne osne togosti Jk za dve območji raztezka na podlagi σ/ε
diagrama (EBGEO 2011)
5.2.3.4 Mejno stanje uporabnosti
Obnašanje kompozita armirane zemljine, ki ga podaja σ/ε diagram je potrebno oceniti in
vključiti v analize z namenom zmanjšanja deformacij v armiranih zemljinah.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 57
5.2.4 Dolgotrajne obremenitve
5.2.4.1 Splošna priporočila
Geosintetiki so sestavljeni iz polimerov osnovnih surovin, ki izkazujejo elasto-plastične
deformacije. Pod obremenitvijo se tako poleg elastičnih deformacij, pojavijo še viskozne,
časovno odvisno deformacije – lezenje, s čimer se zmanjša odpornost materiala ter
posledično povečajo deformacije.
Zmanjševanje odpornosti materiala posledično privede do porušitve konstrukcije, oziroma
povečanih in nesprejemljivih deformacij. V ta namen EBGEO uvaja redukcijski faktor A1.
Morebitno porušitev zaradi lezenja preverimo pri analizi mejnega stanja nosilnosti,
deformacije zaradi lezenja pa pri analizi mejnega stanja uporabnosti. Analiza lezenja ter
porušitev material zaradi lezenja se izvede po DIN EN ISO 13431 ter na podlagi meritev
izrišejo porušitveni diagrami.
Lezenje zavisi od:
tipa polimera in osnovne surovine,
načina proizvodnje,
natezne napetosti,
trajanja obtežbe,
temperature.
Porušitvene krivulje so določene za različne stopnje izkoriščenosti pri sobni temperaturi in
atmosferi. Faktor izkoriščenosti je definiran kot v (5.2):
0,kBR
F , (5.2)
kjer je:
β - faktor izkoriščenosti
F - natezna sila (pridobljena na podlagi dolgotrajne obremenitve)
Rb,k0 - kratkotrajna natezna napetost
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 58
5.2.5 Redukcijski faktor lastnosti materiala - geosintetika
Kot smo omenili se porušitvena odpornost geosintetikov določi po DIN EN ISO 13431.
Rezultat so porušitvene krivulje (graf faktorja izkoriščenosti glede na čas porušitve
materiala), iz katerih za določeno časovno obdobje razberemo sprejemljivo natezno silo.
Standard DIN EN ISO 13431 predlaga, da material obremenimo vsaj za čas enega leta in s
pridobljenimi rezultati neodvisno od materiala izvedemo ekstrapolacijo za trajne
konstrukcije.
Iz grafa (Slika 5.5) lahko na presečišču z regresijsko krivuljo materiala za različne faktorje
izkoriščenosti β določimo potreben čas do porušitve, oz. za predvideno življenjsko dobo
konstrukcije razberemo dovoljen faktor izkoriščenosti β.
Slika 5.5: Faktor izkoriščenosti glede na čas (EBGEO 2011)
Tako določimo faktor izkoriščenosti β, redukcijski faktor A1 pa kot recipročno vrednost
faktorja izkoriščenosti β. Tako določen faktor A1 uporabimo pri analizi mejnega stanja
nosilnosti.
Redukcijske faktorje za posamezne produkte določimo z izvedbo zgornji testov, v kolikor
pa za posamezni produkt ne razpolagamo s podatki, lahko za potrebe načrtovanja
uporabimo redukcijske faktorje osnovnih materialov, ki jih podaja EBGEO (Slika 5.6).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 59
Slika 5.6: Redukcijski faktor A1 (EBGEO 2011)
5.2.5.1 Določevanje lezenja s pomočjo »isochron«
Pri analizi dolgotrajnega obnašanja (deformacije geosintetikov) si lahko pomagamo tudi s
pomočjo »isochron«. Uporaba »isochron« v primeru analize po mejnem stanju nosilnosti ni
dovoljena ter pride v poštev samo pri analizi po mejnem stanju uporabnosti. Za potrebe
določitve »isochron«, za različne obtežne primere izvedemo teste lezenja. Pare vrednosti
raztezka in obtežbe glede na čas vnesemo v grafe (Slika 5.7) pri čemer se ponavadi faktor
izkoriščenosti nanaša na ordinatno os.
Slika 5.7: Določitev »isochron« na podlagi porušitvenih krivulj (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 60
Slika 5.8: Primer uporabe »isochron« (EBGEO 2011)
Na grafu je prikazan teoretičen primer uporabe »isochron« (Slika 5.8). Pri kratkotrajni
projektni življenjski dobi (v tem primeru 1 min.) in 100 % faktorju izkoriščenosti lahko
pričakujemo porušitev pri 10 % raztezku material, kar se približno ujema z rezultati
določitve natezne napetosti geosintetikov. V primeru analize po mejnem stanju uporabnosti
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 61
pa ob določenem 6 % raztezku in načrtovani projektni življenjski dobi 120 let razberemo le
še 51 % faktor izkoriščenosti.
Spodaj sta prikazani krivulji za geosintetika iz PEHD in AR materiala (Slika 5.9).
Slika 5.9: Primera »isochron« za geosintetika iz PEHD in PET (EBGEO 2011)
5.2.6 Odpornost na mehanske poškodbe
Mehanske poškodbe geosintetikov, ki nastanejo tekom transporta in vgradnje, upoštevamo
z redukcijskim faktorjem A2. Faktor določimo s predhodno izvedbo testnega vzorca v
dejanskih razmerah in ponovnim pregledom vgrajenega materiala po izvedbi in-situ
preiskave. V kolikor za določen material že razpolagamo s podatki lahko uporabimo te
rezultate.
Pri stalnih konstrukcijah znaša vrednost faktorja A2 v primeru fino zrnatih zemljin najmanj
1.5, v mešanih zemljinah, z okroglimi zrni pa vsaj 2.0.
V kolikor geosintetik vgrajujemo v drobljen, ostroroben material, brez zaščitne plasti
moramo vedno izvesti preiskave. V primeru da z vgradnjo razpoložljivega nasipnega
material ne moremo zagotoviti zadostne varnosti, uporabimo v območji geosintetika
zaščitni sloj fino zrnatega materiala in okroglih zrn. V kolikor zaščitni sloj vpliva na
karakteristike nasipne zemljine moramo to upoštevati pri analizi.
Med in-situ preiskavami moramo zagotoviti čimbolj realne pogoje vgradnje, pri čemer
opišemo posebnosti vgradnje, glede na projekt. Pred pričetkom testa shranimo nekaj m2
geosintetika za potrebe izvedbe dodatnih preiskav ter na vzorcu min. velikosti 1 m 1 m
izvedemo in-situ preiskave po naslednjem vrstnem redu:
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 62
vzorec položimo na območje, zasujemo z zemljino in zbijemo do vrednosti po
projektu
zemljino previdno odstranimo in pazimo, da pri izkopavanju ne povzročimo
dodatnih poškodb geosintetika
poškodbe opišemo s številom, obliko, velikostjo lukenj na m2 ter tipom poškodb
Določimo natezno napetost in deformacije za nevgrajeni kot vgrajeni geosintetik in
izračunamo faktor A2 kot količnik teh vrednosti. Na podoben način določimo še količnik
raztezka ob porušitvi, ki pa ne predstavlja redukcijskega faktorja. V kolikor nateznega testa
za vzorec zaradi poškodb ni mogoče izvesti, vzorcu dodelimo vrednost 0.
5.2.7 Spoji in povezave
Na mestih kjer pri vgradnji prihaja do prekrivanja ali podaljševanja geosintetikov je
potrebno predhodno izvesti analizo minimalne sidrne dolžine. Test slabitve zaradi spojev
in povezav se izvede po DIN EN ISO 10321 ter se pri izračunih upošteva kot redukcijski
faktor A3. S preiskavo se z namenom zagotovitve prenosa nateznih napetosti določijo
minimalne sidrne dolžine ter potrebna širina prekrivanja.
A3 zavzame vrednost 1.0, če v konstrukciji ni spojev, križanj v smeri napetosti ter povezav
z drugimi elementi konstrukcije, npr. zaključki čel.
5.2.8 Kemična odpornost
Z namenom določitve kemičnega vpliva na geosintetik EBGEO uvaja redukcijski faktor
A4. Le tega proizvajalcem v primeru začasnih konstrukcij (projektna življenjska doba od 5
do 25 let) in uporabi v skladu z izjavo o uporabnosti ter upoštevanju standarda DIN EN
13249 ni potrebno podati. Proizvajalci morajo glede na EBGEO podati samo razumen
redukcijski faktor A4.
Za projektno življenjsko dobo daljšo od 25 let EBGEO v tabeli (Slika 5.10) podaja
redukcijske faktorje za osnovne polimere. Za pH vrednosti izven območja 4 < pH < 9 pa
zahteva izvedbo dodatnih preiskav.
Zaradi občutljivosti na bazično okolje se je potrebno izogibati uporabi geosintetikov iz
poliestra in aramida v bazičnih zemljinah, še posebej če nosilnost zemljine izboljšujemo z
uporabo veziv kot sta cement ali apno.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 63
Slika 5.10: Redukcijski faktorji A4 za območje 4 < pH < 9 (EBGEO 2011)
5.2.9 Dodatni okoljski vplivi
5.2.9.1 Mikrobiološka in biološka odpornost ter vandalizem
Standard DIN EN 12225 uporabimo za preveritev odpornosti na mikroorganizme.
Raziskave na podlagi empiričnih podatkov kažejo, da mikrobiološki organizmi nimajo
pomembnejšega vpliva na lastnosti polimerov. Kljub majhni verjetnosti pa je potrebno v
primeru dvoma vpliv preveriti.
Dodatno je potrebno npr. pri izpostavljenih, ovitih čelih preveriti biološko odpornost
napram glodavcem oz. odpornost na vandalizem. Empirični podatki izkazujejo, da to v
večini primerov ne predstavlja problema se pa od primera do primera razlikuje.
5.2.9.2 Vremenski vplivi (UV odpornost)
Večjo pozornost je potrebno nameniti odpornosti na vremenske vplive, predvsem
odpornosti na UV svetlobo. Tako za oceno odpornosti po DIN EN 13249, najprej za
posamezen geosintetik izvedemo laboratorijski test po DIN EN 12224 ter na podlagi
dobljenega rezultata preostale odpornosti po določeni časovni izpostavljenosti,
geosintetiku določimo maksimalno dovoljeno izpostavljenost (Slika 5.11).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 64
Slika 5.11: Maksimalna dovoljena izpostavljenost geosintetika (EBGEO 2011)
Časovna izpostavljenost geosintetika je podana v CE dokumentaciji, kot maksimalna
dovoljena časovna izpostavljenost v dnevih, tednih ali mesecih (XX dnevi/XX tedni/XX
meseci).
Ne samo, da se z izpostavljenostjo vremenskim vplivom zmanjšuje natezna napetost
goesintetika temveč posledično tudi odpornost na kemične vplive. Zato je potrebno pri
vgradnji geosintetikov poskrbeti za minimalno časovno izpostavljenost in jih v najkrajšem
času prekriti z zemljino.
5.2.10 Vpliv pretežno dinamičnih obtežb
V večini primerov se v primeru uporabe armiranih zemljin srečujemo s statičnimi
obtežbami, zato vrednost redukcijskega faktorja A5 v tem primeru znaša 1.0. EBGEO v
poglavju 12 posebej obravnava obtežbe, ki jih je potrebno obravnavati kot dinamične
obtežbe in postopke določitve primernih redukcijskih faktorjev.
Ne glede na vse pa je potrebno za konstrukcije kot so temelji pod delovnimi stroji,
železniške proge na plitvih tleh, zgornje ojačitvene plasti pri izgradnji transportnih poti in
za konstrukcije iz armirane zemljine izven potresne cone 0 izvesti analize z upoštevanjem
dinamičnih obtežb.
5.2.11 Kompozitne lastnosti armirane zemljine
Sistem armirane zemljine zavisi od adhezije, ki se ustvari med zemljino in geosintetikom
oziroma obratno. Silo opišemo kot koeficient trenja fsg,k in je definiran v (5.3):
kksgf tan, , (5.3)
kjer je:
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 65
λ - koeficient trenja
tan
tan
δ - izmerjen koeficient trenja med geosintetikom in zemljino
φ - izmerjen strižni kot zemljine
φk - karakteristični strižni kot zemljine
V kolikor v izračunih upoštevamo še kohezijo pri izračunu adhezije v kompozitu, le to
opišemo kot strižni koeficient fscg,k. V tem primeru mora biti kohezija zagotovljena za
celotno projektno življenjsko dobo konstrukcije in jo definiramo kot v (5.4):
kckscg cf , , (5.4)
kjer je:
λc - koeficient kohezije c
ac
a - izmerjen oprijem, adhezija med geosintetikom in zemljino
c - izmerjena kohezija zemljine
ck - karakteristična kohezija zemljine
Pri določevanju adhezije kompozita ter strižnih sil v zemljini morajo biti koeficienti
določeni pod identičnimi pogoji, npr. v kvadratnih škatlah min. velikosti
300 mm 300 mm.
Koeficient kompozita je še posebej pomemben v dveh primerih:
pri analizi zdrsa/striga v stični ravnini geosintetika in zemljine (A),
pri analizi izvlečne sile (B).
Koeficienta zdrsa oz. izvlečne sile se lahko medsebojno razlikujeta, zato je potrebno za
določitev koeficientov opraviti tako direktni strižni kot izvlečni test (Slika 5.12).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 66
Slika 5.12: Koeficient kompozita za situaciji A in B (EBGEO 2011)
5.2.11.1 Določitev koeficienta kompozita
Direktni strižni test za kompozit geosintetika in zemljine izvedemo v »strižnih škatlah«
min. dimenzije 300 mm x300 mm, po DIN EN ISO 12957-1, pri čemer se v preizkusu
upoštevamo celotno kontaktno površino. Rezultat preizkusa je koeficient trenja.
Izvlečno silo za kompozit geosintetika in zemljine dobimo z izvlečnim testom, ki bazira na
DIN 60009 in DIN 13738. Pri tem se je potrebno zavedati, da DIN EN 13738 razlikuje
med koeficientom trenja in koeficientom kohezije, DIN 60009 pa se orientira na različne
meritve vrednosti normalnih napetosti glede na strižne napetosti.
Dimenzije škatel zavisijo od velikosti max. zrna in same geometrije geosintetika, pri čemer
mora velikost vzorca dovoljevati prenos sile preko najmanj treh zaporednih elementov v
vseh smereh. V skrajni sili lahko za grobo dimenzioniranje uporabimo identična
koeficienta oz. v primerih, kjer ne razpolagamo z meritvami, naslednje minimalne
koeficiente trenja:
v sistemu geosintetik/zemljina
kksgf ´tan5,0, , (5.5)
kkscg cf ´5,0, ali ´5,0 uc , (5.6)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 67
v sistemu geosintetik/geosintetik
20,0, kggf (5.7)
V pomoč, empirični podatki izkazujejo, da koeficient trenja v sistemu geosintetik/zemljina
zavzema vrednosti med 0.5 tanφ´k in 1.0 tanφ´k.
5.3 Analiza
5.3.1 Splošni pogoji
Pravilna vgradnja geosintetikov vodi k povečani nosilnosti, izboljšani uporabnosti in zavisi
od prenosa napetosti med zemljino in geosintetikom. Napetost se prenaša preko trenja,
klinjenja in adhezije. Za projektiranje konstrukcij moramo preveriti interakcijo kompozita
ter naslednje lastnosti geosintetika in zemljine:
strižno odpornost med geosintetikom in zemljino
odpornost geosintetika - natezno napetost
osno togost geosintetika
Varnost konstrukcij iz armiranih zemljin preverimo po mejnem stanju nosilnosti in
mejnem stanju uporabnosti. Na sliki (Slika 5.13) so prikazane analize posameznih mejnih
stanj po DIN 1054.
Mejno stanje nosilnosti je definirano z ravnotežnimi pogoji. Tako lahko za preverjanje
mejnih stanj v konstrukciji (STR) in tleh (GEO) uporabimo delne faktorje varnosti na dva
različna projektna pristopa (Logar, Pulko 2009).
Po prvi metodi reduciranih strižnih parametrov opravimo analizo mejnih vrednosti
vplivov in odporov v tleh (GEO). Pri tej metodi uporabimo delne faktorje za
karakteristične vrednosti strižnih parametrov φ´k in c´k. Projektno vrednost koeficienta
trenja tanφ´d določimo tako, da njegovo karakteristično vrednost tanφ´k delimo z delnim
faktorjem za trenje γφ. Podobno dobimo projektno vrednost kohezije. Nato določimo
vrednost geotehničnih vplivov in odpornosti za preverjanje mejnega stanja nosilnosti iz
tako določenih projektnih vrednosti strižnih parametrov.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 68
Slika 5.13: Analize mejnih stanj po DIN 1054 (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 69
Po drugi metodi fakturiranih vplivov in odpornosti izvedemo analizo mejnih vrednosti
vplivov in odporov v konstrukciji (STR). Po tej metodi izračunamo karakteristične
vrednosti vplivov, učinkov vplivov in odpornosti zemljin iz karakterističnih vrednosti
strižnih parametrov. Projektne vrednosti geotehničnih učinkov vplivov ter projektne
vrednosti odpornosti nato določimo iz karakterističnih vrednosti z uporabo delnih faktorjev
za geotehnične učinke vplivov in odpornosti.
Mejno stanje uporabnosti izvedemo z uporabo karakterističnih vrednosti za vplive in
odpore glede na DIN 1054. Ob izpolnjenem mejnem stanju nosilnosti lahko analizo po
mejnem stanju uporabnosti opustimo v naslednjih primerih:
za konstrukcije, ki sodijo v geotehnično kategorijo 1
za zadrževalne konstrukcije, ki sodijo v geotehnično kategorijo 2 in faktorjem
izkoriščenosti μ < 0.75
za konstrukcije za katere razpolagamo z empiričnimi podatki ali meritvami s
primerljivih konstrukcij, ki so bile zgrajene na enak način in podobnih temeljnih
tleh
5.3.2 Geotehnične kategorije
Glede na dimenzije in tehnične karakteristike podaja EBGEO priporočila za razporeditev
konstrukcij iz armiranih zemljin v geotehnične kategorije (Slika 5.14).
Slika 5.14: Dimenzije konstrukcij iz armiranih zemljin (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 70
5.3.3 Projektna odpornost
5.3.3.1 Odpornost geosintetikov
Odpornost geosintetika zavisi od njegove natezne trdnosti RB,d, ki je rezultat nateznega
testa in jo razberemo iz σ/ε diagrama. Kratkotrajno natezno napetost RB,k0 določimo iz
maksimalne natezne sile relativno za širino 1 m in je podana s 5 % kvantilo. Določimo jo
kot je opisano v EBGEO v poglavju 2.2.4.4. Dolgotrajno natezno napetost RB,k izračunamo
kot koeficient kratkotrajne natezne napetosti RB,k0 in redukcijskih faktorjev A1 do A5 kot v
(5.8).
54321
0,, AAAAA
RR kB
kB , (5.8)
kjer je:
RB,k - karakteristična napetost geosintetika (5 % kvantila)
RB,k0 - karakteristična napetost geosintetika
A1 - redukcijski faktor lastnosti materiala
A2 - redukcijski faktor poškodb geosintetika (vgradnja, transport)
A3 - redukcijski faktor spojev in povezav
A4 - redukcijski faktor okoljskih vplivov
A5 - redukcijski faktor vpliva pretežno dinamičnih obtežb
Projektno odpornost geosintetika RB,d izračunamo kot koeficient karakteristične
dolgotrajne napetosti RB,k in delnega faktorja varnosti za lastnosti materiala ali proizvoda
γM, ki poleg drugih stvari upošteva deviacije v geometriji konstrukcije in odstopanja med
teoretičnimi in dejanskimi karakteristikami materiala. Projektno odpornost geosintetika
RB,d zapišemo kot (5.9):
M
kBdB
RR
,
, , (5.9)
kjer je:
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 71
RB,d - projektna napetost geosintetika
RB,k - karakteristična napetost geosintetika
γM - delni faktor varnosti za lastnosti materiala ali proizvoda
Delni faktorji varnosti so v EBGEO navedeni v poglavju 3.4.
5.3.3.2 Redukcijski faktorji
Redukcijski faktorji morajo biti za vsak posamezen geosintetik podani s strani
proizvajalcev na podlagi preiskav akreditiranih neodvisnih inštitucij in podani v tehničnih
listih. Alternativno se lahko uporabijo redukcijski faktorji, ki jih predlaga EBGEO in so v
EBGEO podani v poglavju 2.2.4.
5.3.3.3 Izvlečna odpornost
Karakteristična izvlečna odpornost geosintetika je integral mobiliziranih strižnih napetosti
v ravnini geosintetika. V limitni vrednosti lahko zapišemo kot (5.10).
nfLR ksgAkvkA ,,, , (5.10)
kjer je:
RA,k - karakteristična izvlečna odpornost geosintetika za širino 1 m
σv,k - karakteristična normalna napetost v ojačitveni ravnini
LA - sidrna dolžina za porušitveno ravnino
fsg,k - koeficient trenja, glej EBGEO poglavje 2.2.4.11
n - število strižnih površin
Projektno izvlečno odpornost v tleh (GEO) izračunamo kot koeficient karakteristične
izvlečne odpornosti in delnega faktorja varnosti za izvlečno odpornost ojačitvenega
elementa γB. Projektna vrednost izvlečne odpornosti za GEO je podana v (5.11):
B
kAdA
RR
,
, , (5.11)
kjer je:
RA,d - projektna izvlečna odpornost geosintetika
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 72
RA,k - karakteristična izvlečna odpornost
γB - delni varnostni faktor izvleka geosintetika
Projektna vrednost izvlečne odpornosti v konstrukciji (STR) je pomembna pri analizi
potrebne dolžine prekrivanja geosintetikov in jo dobimo iz karakteristične izvlečne
odpornosti, ki jo zmanjšamo za delni varnostni faktor γGL, ki temelji na odpornosti proti
zdrsu, DIN 1054. Projektna vrednost izvlečne odpornosti za STR je podana v (5.12):
Gl
kAdA
RR
,
, , (5.12)
kjer je:
RA,d - projektna izvlečna odpornost konstrukcije
RA,k - karakteristična izvlečna odpornost
γGl - delni varnostni faktor odpornosti na zdrs
5.3.3.4 Osna togost
Osna togost geosintetika je določena kot konservativna vrednost iz σ/ε diagrama
posameznega geosintetika.
5.3.3.5 Delni varnostni faktorji
V tabeli so podani delni varnostni faktorji za geosintetike glede na faktorje podane v DIN
1054, ki jih prevzamemo za projektiranje (Slika 5.15).
Slika 5.15: Delni varnosti faktorji (EBGEO 2011)
Po DIN 1054 pri konstrukcijah iz armiranih zemljin enakomerne površinske obtežbe, kjer
je pk < 10 kN/m2, vedno obravnavamo kot stalne obtežbe.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 73
5.4 Zadrževalne konstrukcije
EBGEO kot zadrževalne konstrukcije opredeljuje z geosintetiki ojačane zemeljske nasipe z
namenom začasne ali stalne stabilizacije teras in pobočij v primerih, kjer sama tla ne
dosegajo zahtevane stabilnosti (Slika 5.16).
Slika 5.16: Oznake in geometrija zadrževalne konstrukcije (EBGEO 2011)
5.4.1 Splošno
Po EBGEO je globalna porušitev delni ali celotni zdrs armirane zemljine. Porušitev nastopi
ko je v sistemu prekoračena strižna trdnost zemljine, adhezija med geosintetikom in
zemljino oz. presežena natezna napetost geosintetika.
Skozi konstrukcijo iz armirane zemljine potekajo porušne ravnine, ploskve, ki konstrukcijo
razdelijo na aktivno in pasivno cono (Slika 5.17). Aktivna cona predstavlja drsno
komponento, torej del konstrukcije, ki se nahaja nad porušno ploskvijo, območje, ki se
brez ojačitve poruši in predstavlja obtežbo čelne ploskve. Pasivna cona pa tudi v primeru
porušitve nedeformirano ali malo deformirano odpornostno komponento, pod porušno
ploskvijo, ki nudi odpor geomrežam, da lahko prevzamejo horizontalne obremenitve.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 74
Slika 5.17: Primer aktivne in pasivne cone armirane zemljine (EBGEO 2011)
5.4.2 Priporočila
Tako je potrebno pri grobem načrtovanju konstrukcij in preliminarnih raziskavah
upoštevati karakteristike zemljine pod in za zadrževalno konstrukcijo, naklon izkopa in
pobočja, višino in naklon zadrževalne konstrukcije, načrtovan zaključek čela, življenjsko
dobo konstrukcije, obtežbe in dovoljene deformacije ter lastnosti vgrajenega materiala.
Pri grobem načrtovanju upoštevamo:
da širina konstrukcije in hkrati dolžina ojačitvenih elementov znaša 70 % višine
da so medsebojne razdalje med ojačitvenimi plastmi od 0.3 do 0.6 m
Priporočili držita za normalne pogoje in raven teren. V primeru zahtevnejšega terena
prihaja do močnih odstopanj.
5.4.3 Analiza
Z analizo po mejnem stanju nosilnosti moramo preveriti vse porušitvene mehanizme in
drsne ravnine, tiste ki sekajo kot tudi tiste ki ne sekajo ojačitvene plasti ter tiste, ki
potekajo vzporedno z ojačitvenimi plastmi. Kot kritično odpornost v presekanih drsnih
ravninah izberemo manjšo izmed vrednosti:
projektne odpornosti posameznega ojačitvenega elementa - geosintetika (STR),
projektne odpornosti izvlečne sile (izvlek iz zemljine, tal – GEO).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 75
V analizi moramo zajeti tudi vse povezave, spoje, prekritja oz. kakršnekoli povezovalne
elemente (STR).
Analizo mejnega stanja uporabnosti izvedemo po DIN 1054 in obsega:
analizo deformacij konstrukcije (analiziramo deformacije kot posledica lastnosti
materiala, obremenitev in kompatibilnost teh deformacij z vgrajenimi produkti)
analizo posedkov glede na DIN 4019
določitev prijemališča rezultante sil
5.4.3.1 Analiza drsnih ravnin in porušitveni mehanizmi
Kot smo omenili je potrebno analizirati vse drsne plasti in identificirati najbolj neugodno,
kritično. Z analizo zajamemo vse drsne ravnine, ki obdajajo zadrževalno konstrukcijo,
sekajo ojačitvene plasti ali potekajo skozi kontaktno ravnino geosintetika in zemljine
(Slika 5.18). Dodatno preverimo tudi drsne ravnine, ki potekajo skozi konstrukcijo, pri tem
pa ne sekajo ojačitvene plasti.
Za zadrževalne konstrukcije iz armirane zemljine je v navadi, da se preverijo naslednji
porušitveni mehanizmi (glej tudi DIN 4084):
porušitev zemeljskih mas s krožnimi drsnimi ravninami
porušitev teles z logaritemskimi spiralnimi drsnimi ravninami
porušitev kompozita z najmanj dvema porušitvenima masama in ravninsko drsno
ploskvijo
Slika 5.18: Drsne ravnine skozi in okoli zadrževalne konstrukcije (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 76
5.4.4 Pregled mejnih stanj
Mejna stanja in povezave s čelom preverimo po mejnem stanju nosilnosti, medtem ko
analizo deformacij in posedkov izvedemo po mejnem stanju uporabnosti. Mejna stanja,
definirana v DIN 1054, so prikazana na spodnji sliki (Slika 5.19) oziroma v EBGEO v
poglavju 3.1. V tem poglavju opisane analize so uporabne samo na zadrževalne
konstrukcije z ravno hrbtno ploskvijo, s katero dobimo geometrijsko definirano
konstrukcijo. Takšne konstrukcije opredelimo kot kvazi-monolitne .
Slika 5.19: Mejna stanja (EBGEO 2011)
Za ilustracijo podajamo postopek načrtovanja konstrukcije iz armirane zemljine:
skladno s priporočili definiramo geometrijo konstrukcije,
izberemo ojačitvene elemente – geosintetik,
izvedemo analizo po mejnem stanju nosilnosti,
dimenzioniramo povezave in čelo konstrukcije,
preverimo konstrukcijo po mejnem stanju uporabnosti,
preverimo geometrijo in ojačitvene elemente.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 77
Spodaj podajamo preglednico mejnih stanj, povzeto po EBGEO (Slika 5.20). V tabeli so v
stolpu 3 navedena poglavja, ki se nanašajo na posamezno mejno stanje.
Slika 5.20: Pregled mejnih stanj (EBGEO 2011)
5.4.5 Mejno stanje nosilnosti
5.4.5.1 Splošna priporočila
Če skozi zadrževalno konstrukcijo iz armirane zemljine poteka porušna ravnina oziroma
ploskev, ki poteka skozi armirano zemeljsko maso ter seka ali se dotika ojačitve, mora
drseča zemeljska konstrukcija (1) ostati v ravnotežju (Slika 5.21). To dosežemo s strižnimi
silami v drsni ravnini ali sidrnimi silami v pasivni coni.
Porušna masa za drsečo zemeljsko konstrukcijo (2) se pomika relativno glede na (1). V
tem poenostavljenem modelu predpostavimo, da so relativni pomiki med (1) in (2)
zadostni, da upravičijo uporabo maksimalnega kota zemeljskega pritiska δa= 2/3 φ´ za
določitev aktivnega zemeljskega pritiska Ea.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 78
Za vsa mejna stanja moramo izpolniti sledeči pogoj:
dd RE,
kjer je:
Ed - projektna vrednost vplivov
∑Rd - vsota odporov vseh presekanih plasti
Slika 5.21: Razporeditev sil v zadrževalni konstrukciji (EBGEO 2011)
EBGEO glede na DIN 4084 in DIN 1054 geosintetike ne obravnava kot prednapete
konstrukcijske elemente.
5.4.5.2 Obtežbe in vplivi
Konstrukcije iz armirane zemljine so podvržene lastni teži ter vertikalnim in horizontalnim
obtežbam. Projektne vplive na ojačitvene elemente določimo po DIN 1054:
iz ravnotežnih enačb (neenakost sil in momentov)
v tleh po DIN 4084, EBGEO poglavje 7.4.4.
5.4.5.3 Odpor
Na odpornostni strani moramo preveriti odpoved materiala in sidrne dolžine ojačitvenega
elementa (izvlek). Tako določimo projektno trdnost geosintetika, ki je projektna natezna
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 79
napetost ojačitvene plasti RBi,d (EBGEO poglavje 3.3.) in projektno izvlečno odpornost
Rai,d, ki rezultira iz adhezije med geosintetikom in zemljino (EBGEO poglavje 3.3).
5.4.5.4 Globalna stabilnost
Dokazana mora biti zadostna varnost pred globalno porušitvijo. Po EBGEO ob
upoštevanju DIN 4084 ter uporabi delnih varnostnih faktorjev preverimo mejna stanja v
tleh ter porušitvene mehanizme za konstrukcije (5.17).
dd RE, (5.13)
kjer je:
Ed - projektna vrednost rezultante vplivov vzporedno z drsno
ploskvijo ali projektna vrednost momentov vplivov okoli vrtišča
Rd - projektna odpornost vzporedna z drsno ploskvijo ali projektna
vrednost momentov odporov okoli vrtišča
Po SIST EN 1997-1 se kontrola globalne stabilnosti preveri po PP3.
5.4.5.5 Nosilnost temeljnih tal/temelja (STR)
Dokazana mora biti ustrezna nosilnost po DIN 4017 ter za kvazi-monolitne konstrukcije
glede na DIN 1054, pri čemer je potrebno preveriti vse kombinacije stalnih in sprejemljivih
obtežb. Po DIN 1054 je potrebno zadostiti pogoju (5.18):
Gr
kndnd
RRN
,
, , (5.14)
kjer je:
Nd - projektna vrednost vplivov, ki delujejo normalno na temelj
Rn,d - projektna vrednost odporov
Rn,k - karakteristična vrednost odporov
γGr - delni faktor nosilnosti temeljnih tal (glej DIN 1054)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 80
Odpornost temelja se izračuna po (5.19):
bbbbbk
dddddkccccckkn
ivNb
ivNdivNcbaR
0,2
0,20,2,
´
(´´´(5.15)
EBGEO za izračun nosilnosti temeljnih tal podaja splošno enačbo za podporne
konstrukcije, brez posebnih priporočil ali pogojev za armirano zemljino (Simrajh 2013).
Zato v tem primeru uporabimo enačbo podano po SIST EN 1997-1 (5.20):
vR
kdd
RRV
, (5.16)
kjer je:
Vd - projektna vrednost vplivov, ki delujejo normalno na temelj
Rd - projektna vrednost odporov
Rk - karakteristična vrednost odporov
γR;v - delni faktor varnosti za nosilnost temeljnih tal
Karakteristično računsko nosilnost temeljnih tal Rk izračunamo po enačbi SIST EN 1997-1
(5.21):
isbNBisbNqisNcAR qqqqccck ´´5.0´´(´ (5.17)
5.4.5.6 Analiza zdrsa (STR)
Analiza se izvaja na stiku temeljnih tal in vgradne zemljine armirane konstrukcije.
Konstrukcija mora biti sposobna prevzeti vse obtežbe, katerim se upira s trenjem na
kontaktni ploskvi in pasivnim zemeljskim pritiskom. Pasivni zemeljski pritisk lahko
upoštevamo pri izračunu v kolikor pred konstrukcijo ne izvedemo izkopa (Slika 5.22).
Pri analizi zdrsa se domneva, da se kritični sloj armirane zemljine nahaja na bazi podporne
konstrukcije. Za vrednost strižnega kota vzamemo nižjo izmed vrednosti strižnega kota
temeljnih tal ali strižnega kota armirane zemljine.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 81
Karakteristični strižni kot δ določimo po DIN 1054, poglavje 5.2.3.5, oziroma po (5.22):
kksgkS f tantan ,, (5.18)
kjer je:
φk - manjša vrednosti strižnega kota temeljnih tal ali strižnega kota
armirane zemljine
λ - tanδ/tanφ (EBGEO za vrednost δ priporoča 2/3 φ)
δs,k - kot trenja med tlemi in konstrukcijo
Za kvazi-monolitne konstrukcije EBGEO po DIN 1054 podaja pogoj (5.23), za katerega je
potrebno preveriti vse kombinacije stalnih in sprejemljivih obtežb (Slika 5.22).
dpdtd ERT ,, (5.19)
kjer je:
Td - projektna vrednost vplivov, horizontalno na osnovo temelja
Rt,d - projektna vrednost odporov na zdrs, strižni odpor med
armirano zemljino in temeljnimi tlemi
Ep,d - projektna vrednost pasivnega zemeljskega pritiska
Slika 5.22: Prikaz obtežb in odporov pri analizi zdrsa (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 82
Projektno vrednost odporov na zdrs izračunamo po (5.24):
GL
ksddt NR
,
, tan (5.20)
kjer so:
Rt,d - projektna vrednost odporov na zdrs, strižni odpor med
armirano zemljino in temeljnimi tlemi
Nd - vsota vertikalnih obremenitev podporne konstrukcije
δs,k - kot trenja med tlemi in konstrukcijo
γGL - delni faktor varnosti
Postopek se ne razlikuje od izračuna porušitve zaradi zdrsa podporne konstrukcije po SIST
EN 1997-1. Razlika nastopi le pri določitvi δ. SIST EN 1997-1 podaja δ glede na hrapavost
temelje podporne konstrukcije, DIN pa za vrednost δs,k uporabi kot trenja med tlemi in
konstrukcijo iz armirane zemljine (Simrajh 2013).
Izračun smo izvedli po SIST EN 1997-1, pri čemer smo uporabili vrednost δs,k po DIN.
5.4.5.7 Prijemališče rezultante vseh sil
Do prevrnitve pride, če lega rezultante sil preseže kritično ekscentričnost. Za armirano
zemljino EBGEO podaja vrednost 1/3 dolžine geomrež. Maksimalno razdaljo prijemališča
sil od prereza temeljne površine analiziramo kot izgubo statičnega ravnovesja konstrukcije
ali tal kot togega telesa (EQU). Analizo lahko po EBGEO izvedemo le v primeru kvazi-
monolitnih konstrukcij ter preveritvi vseh kombinacije stalnih in sprejemljivih obtežb
(Slika 5.23) ter jo izvedemo za obe strani temeljne ploskve (nad in pod).
V kolikor prijemališče pade izven dovoljenega območja B/3, se podporna konstrukcija
nagne v zaledje, kar posledično poveča obtežbe na podporni zid. To je dovoljeno v kolikor
dokažemo zadosten faktor varnosti.
Po EBGEO kontrolo prevrnitve oz. lego prijemališča rezultante vseh sil preverimo po DIN
1054, 7.5/7.6., kjer v izračunu uporabimo karakteristične vrednosti vplivov.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 83
Slika 5.23: Sile pri analizi lege in naklona rezultante (EBGEO 2011)
SIST EN 1997-1 pri izračunu lege prijemališča sil uporabi projektne vrednosti vertikalnih
in horizontalnih sil, pri čemer je potrebno preveriti vse kombinacije. Merodajna je najbolj
neugodna kombinacija (Simrajh 2013).
Ker sta pri izračunu postopka praktično enaka in EBGEO ne uvaja dodatnih zahtev,
uporabimo postopek izračuna po SIST EN 1997-1, pri čemer upoštevamo zahtevo
navedeno v EBGEO, da maksimalna dovoljena ekscentričnost znaša B/3.
5.4.5.8 Posebne določbe
V poglavju opisane analize lahko uporabimo samo v primeru, če konstrukcijo iz armirane
zemljine opredelimo kot kvazi-monolitno. V primeru, da konstrukcija ni kvazi-monolitna,
moramo le to modelirati kot konstrukcijo več kvazi-monolitnih mas (Slika 5.24).
Slika 5.24: Primer dveh kvazi-monolitnih zemeljskih mas (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 84
Dodatno je v primeru armiranih zemljin priporočljivo, da poleg kritične porušne ploskve,
kot jo poznamo pri masivnih konstrukcijah, opravimo še analizo za različne naklonske kote
ter ugotovimo porušno ploskev z najmanjšo varnostjo.
Tako poleg kritične porušne ploskve, kot jo poznamo pri masivnih konstrukcijah
(ϑ = 45° + φ/2), preverimo konstrukcijo za različne porušne ploskve ϑ in določimo porušno
ploskev z najmanjšo varnostjo, saj v tem primeru prihaja do maksimalne horizontalne
obremenitve čela (Simrajh 2013). Naklon kritične porušnice izračunamo po (5.13):
)cos()sin(
)cos()sin(
)cos(
1)tan(cot 1
, (5.21)
kjer je:
ϑ - naklonski kot porušnice
α - naklon hrbtne ploskve konstrukcije iz armirane zemljine
β - naklon zaledja glede na horizontalno ravnino
δ - kot trenja med temeljnimi tlemi in armirano zemljino
φ - strižni kot armirane zemljine
Pri postopku izračuna horizontalne obremenitve lahko naletimo na dva različna primera.
Postopka se razlikujeta glede na potek porušne ploskve.
V prvem primeru poteka porušnica samo po armiranem delu zaledne zemljine. V tem
primeru so vse geomreže zasidrane v pasivni coni zasipa, horizontalno obtežbo čelne
ploskve pa predstavlja lastna teža zemljine v aktivni coni in teža zvezne obtežbe nad tem
delom zasutja. Do tega pride v primeru relativno velikih naklonskih kotih porušnice ter
navpični izvedbi čela zidu (Simrajh 2013). Horizontalno obremenitev čela izračunamo po
(5.14):
dddd PGF ,1)()()( tan , (5.22)
kjer je:
Gd(ϑ) - teža zemljine v aktivni coni
Pd(ϑ) - teža koristne obtežbe na območju aktivne cone
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 85
ϑ - naklonski kot obravnavane porušnice
φ1,d - projektni strižni kot armiranega nasutja
Pri manjših kotih ϑ pa porušnica poteka skozi armirano zemljino in zaledno zemljino
hkrati, posledično pasivno območje ne sega več po celotni višini konstrukcije, zato del
geomrež iz zgornjega dela konstrukcije nima več sidranja v pasivno cono in tako ne
prispevajo k odpornosti. V tem primeru moramo pri analizi glede na prvi primer dodati še
vpliv aktivnega zemeljskega pritiska zaledne zemljine in morebitne zvezne obtežbe nad njo
(Simrajh 2013). Horizontalno obtežbo izračunamo po (5.15):
)(,,1)(,)(,)()( tan dhddvdvdd EEPGF , (5.23)
kjer je:
Ev,d(ϑ) - skupni vertikalni zemeljski pritisk
Eh,d(ϑ) - skupni horizontalni zemeljski pritisk
Ne glede na izbrani postopek moramo pri analizi mejnega stanja nosilnosti za vse
porušitvene mehanizme izpolniti pogoj (5.16):
dd RE, (5.24)
kjer je:
Ed - projektna vrednost horizontalnih vplivov (kot posledica lastne
teže in obremenitev)
∑Rd - skupna vsota odporov vseh presekanih plasti (manjša izmed
vrednosti projektne trdnosti geosintetika ali izvlečne odpornosti
ojačitvenega elementa)
5.4.6 Mejno stanje uporabnosti
Armirane zemljine so opredeljene kot konstrukcije, neobčutljive na posedanje. Analiza
uporabnosti obsega določitev prijemališča rezultante sil, ki delujejo na temelj (DIN 1054,
7.6.1), in glede na namen uporabe konstrukcije še analizo deformacij in premikov.
Natančneje posedke tal, posedke nasipnega materiala, horizontalne premike zadrževalnih
konstrukcij in rezultirajoče površinske pomike (Slika 5.25). Velikost dovoljenih deformacij
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 86
zavisi od konstrukcije, načrtovanega videza in njene uporabe. Tako lahko na primer čelo
oblikujemo kot togo ali elastično.
S pomočjo rezultatov laboratorijskih testov ter monitoringa začasnih ali stalnih
zadrževalnih konstrukcij lahko sedaj dokaj natančno ocenimo deformacije načrtovanih
konstrukcij. Tako so na podlagi empiričnih rezultatov dovoljeni horizontalni pomiki čela
do 2 % višine konstrukcije.
V najpreprostejših primerih, kjer nimamo posebnih zahtev glede deformacij in za mejno
stanje uporabimo razpoložljive empirične podatke, lahko numerične analize deformacij
armiranih konstrukcij opustimo. V kolikor pa obstajajo določene zahteve glede končnega
videza konstrukcije oziroma ne razpolagamo z nobenimi primerljivimi podatki je potrebno
preveriti celotno konstrukcijo vključno s tlemi. Za konstrukcije, ki sodijo v geotehnično
kategorijo 3 je potrebno opazovanje deformacij s pomočjo inštrumentov s katerimi
potrdimo napovedane deformacije.
Preveriti je potrebno naslednje deformacije:
vu posedke tal,
vE notranje posedke polnilnega materiala,
vhi horizontalne pomike čela, na nivoju ojačitvene plasti i,
vS strižne deformacije.
V primeru dodatnih zahtev za konstrukcijo izvedemo bolj podrobne analize deformacij.
Posamezne deformacije ocenimo s poenostavljenimi pristopi, npr. numerično lahko
deformacije celotnega sistema določimo z uporabo metode končnih elementov, pri čemer
je pomembno da preverimo še smiselnost rezultatov.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 87
Slika 5.25: Deformacije konstrukcij iz armirane zemljine (EBGEO 2011)
5.4.6.1 Analiza prijemališča rezultante sil
Pri analizi mejnega stanja uporabnosti glede na DIN 1054, 7.6.1 (Slika 5.26) preverimo, da
se pod temeljno ploskvijo ne pojavi nobena praznina, kot posledica delovanje obtežb in da
prijemališče rezultante sil ostane znotraj jedra prereza.
Slika 5.26: Sile upoštevane pri prevrnitvi lege in naklona rezultante sil (EBGEO 2011)
5.4.6.2 Premiki v temeljni ravnini
Po EBGEO premike v temeljni ravnini določimo po DIN 1054, 7.6.2.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 88
5.4.6.3 Posedki tal vu
EBGEO se pri posedkih tal opira na DIN 1054 in DIN 4019. Pri čemer DIN 4019 in
DGGT »Deformation of the subsoil below structures« uporabimo pri določitvi posedkov
zaradi lastne teže konstrukcije in obtežb. Pri tem lahko konstrukcijo iz armirane zemljine
obravnavamo kot fleksibilno obtežbo.
Ti posedki so lahko odločilni pri deformacijah na mehkih tleh, predvsem je potrebno
posebno pozornost nameniti časovnim posedkom zaradi konsolidacije zemljine.
Kot smo že omenili je prednost konstrukcij iz armiranih zemljin neobčutljivost na posedke
saj posedke kompenzira že sama konstrukcija in je ob pravilni izbiri čela zelo uporabna pri
gradnji na mehkih tleh.
5.4.6.4 Notranji posedki nasipnega materiala vE
V primeru opornih konstrukcij iz armiranih zemljin je potrebno nasipno zemljino zadostno
zbiti. Empirični rezultati nakazujejo, da je posedanje v mejah od 0.2 do 1.0 % višine
konstrukcije normalno, pri čemer se posedki pretežno pojavijo že v času gradnje.
Posedke kot posledica dodatnih obtežb pa ocenimo s pomočjo elastičnih metod.
5.4.6.5 Horizontalni pomiki čel vHi
Deformacijsko obnašanje kompozita zemljine in geosintetika je kompleksno in ga lahko le
približno opišemo. Zemljina se deformira zaradi vgradnje in vplivov obtežb, ojačitvene
elemente pa zaradi vzpostavitve ravnotežja med vplivi in natezno silo vgradimo
fleksibilno.
Znotraj mejnega stanja uporabnosti porušitveni testi kažejo, da armirane zemljine v
elastičnem območju izkazujejo linearno naraščanje napetosti in deformacij. Plastičnih
deformacij zemljin in zdrsov zaradi adhezije ni zaslediti, vsaj za dobro zbite in zrnate
zemljine ne. Raztezki v ojačitvenih plasteh naraščajo linearno z obremenitvami. Iz tega
izhaja, da so premiki čel zadrževalnih konstrukcij znotraj meje uporabnosti določljivi iz
spremembe dolžine posamezne ojačitvene plasti, natančneje geosintetika. Glede na znane
podatke o projektnih nateznih silah in δ/ε diagramu za geosintetike lahko dokaj natančno
predvidimo spremembe dolžine geosintetika in posledično armirane plasti.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 89
Pri oceni horizontalnega pomika čela vhi so nujni naslednji koraki:
v vseh plasteh analiziramo natezne sile in njihovo razporeditev
določimo pripadajočo osno togost ojačitvene plasti
določimo razporeditev raztezkov po ojačitveni plasti
integriramo raztezke po ojačitveni plasti in določimo spremembe dolžine za
posamezno plast
Porušitveni mehanizem vsake ojačitvene plasti opisan v EBGEO poglavju 7.4.4. je določen
iterativno z analizo natezne sile v ojačitveni plasti in upoštevanju varnostnih faktorjev za
mejno stanje uporabnosti. Tako izračunamo natezno silo, potrebno za vsako posamezno
plast ter pripadajoče raztezke. Natančneje spremembe dolžine posamezne plasti dobimo z
integracijo raztezkov po celotni ojačitveni plasti. Rezultat pa približno ustreza prednjemu
pomiku vhi v plasti i.
Maksimalno vrednost lahko kot konstanto povzamemo za celotno dolžino ojačitve.
Za geosintetike z majhnim raztezkom, kot so npr. geotekstili in geomreže, lahko
razporeditev nateznih napetosti povzamemo iz rezultatov preiskav po DIN EN ISO 10310,
pri čemer predpostavimo linearno obnašanje ojačitvenih materialov.
Zemljine vplivajo na lastnosti netkanih geosintetikov. Rezultati nateznih testov so ponavadi
konservativne vrednosti, zato pogosto precenimo raztezke in deformacije v armiranih
zemljinah. Raziskave kažejo, da obnašanje zavisi od zemljine in obtežb in da odpornost
narašča z obtežbo. Zadnje raziskave poročajo podobne izsledke tudi za tkane geosintetike
in geomreže. V primeru, da zasledimo velike spremembe dolžine v ojačitveni plasti, le to
izkazuje nezaželeno razporeditev sil v ojačitvah.
5.4.6.6 Strižne deformacije vS
Strižne deformacije so pretežno posledica raztezkov v ojačitvenih slojih, ki nastanejo
zaradi težnje po vzpostavitvi ravnotežja v konstrukciji armirane zemljine, pri čemer ti
horizontalni pomiki rezultirajo vertikalne pomike na površini.
Primerljive analize potrjujejo, da v primeru dodanih obtežb strižne deformacije rezultirajo
dodatne posedke v konstrukciji v velikosti od 30 do 50 % glede na horizontalne pomike
čela vhi,max.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 90
5.4.6.7 Vertikalni pomiki površine vO
Vertikalni pomiki površine so posledica posedkov tal vU, notranjih posedkov nasipnega
materiala vE in strižni deformacij vS.
5.4.6.8 Numerične metode
Obnašanje konstrukcij lahko modeliramo z numeričnimi analizami. Ker ne razpolagamo z
zadostnimi podatki o kompozitu ločeno analiziramo tla in nasipno zemljino. S pomočjo
direktnih strižnih preiskav ugotovimo lastnosti kompozita. Tla z namenom simulacije
elasto-plastične razporeditve strižnih sil modeliramo z vzmetni, geosintetik pa modeliramo
z uporabo vzmeti ali paličja. V večini primerov linearno - elastične materialne zakonitosti
zadostujejo, odvisno od σ/ε diagrama ojačitvenih elementov.
Priporočljivo je, da rezultate numeričnih metod preverimo s preprostimi ravnotežnimi
enačbami z namenom izločitve nerealnih rešitev.
5.4.7 Analize čel
Pri kontroli stabilnosti čelnih elementov kontroliramo obtežbo čelnih ploskev posameznih
plasti in sposobnost ojačitvenih elementov, da te obtežbe prevzamejo. Torej pri izračunu
kontroliramo nosilnost ojačitvenega elementa in stik ojačitvenega elementa s čelom. V
uporabi so naslednje rešitve:
nedeformabilni (togi) čelni elementi (prefabricirane betonske plošče in zidaki, z
nizko vertikalno stisljivostjo in visoko upogibno togostjo)
delno deformabilni čelni elementi (predoblikovane jeklene mreže ter elementi ali
gabioni polnjeni s kamnitim materialom z višjo stisljivostjo in nižjo upogibno
togostjo)
deformabilni čelni elementi (elementi brez upogibne togosti, kjer je polnilni
material obdan oz. ovit z geosintetikom. So lahki brez oblike ter uporabni predvsem
kot zaščitni elementi brez nosilne funkcije.)
Zaključni elementi so na različne načine spojeni z ojačitvenimi elementi in se od sistema
do sistema razlikujejo (nedeformabilni ali deformabilni). Različni tipi zaključkov so
prikazani na spodnji sliki (Slika 5.27 ).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 91
Slika 5.27: Elementi za izvedbo čel (EBGEO 2011)
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 92
Pogosto ne moremo natančno določiti horizontalnih napetosti, ki delujejo na zaključne
elemente. Zato za določitev vplivov na podlagi DIN 4085 upoštevamo aktiven zemeljski
pritisk, ob predpostavkah:
da ni nujno, da pri analizi spoja geosintetika z zaključnim elementom upoštevamo
vrednost aktivnega zemeljskega pritiska celotne višine konstrukcije, saj napetosti
močno zavisijo od lastnosti uporabljenega kompozita (zemlja/geosintetik) in
podajnosti (deformabilnosti) zaključkov. Moramo pa s preiskavami potrditi, da so
deformacije sprejemljive tako za konstrukcijo kot okolico,
da poskrbimo za minimalne vertikalne posedke na spoju geosintetika in
zaključnega elementa ter zagotovimo, da so horizontalni pomiki čela na katerih
temelji dimenzioniranje zagotovljeni za celotno višino. Kalibracijski faktorji za
redukcijo sil na spoju so za različne sisteme podani v tabeli (Slika 5.28).
Slika 5.28: Kalibracijski faktorji (EBGEO 2011)
Horizontalno silo, ki deluje na čelo, izračunamo kot aktivni zemeljski pritisk za debelino
plasti lv na globini Hi (Slika 5.29). DIN 4085 podaja izraza (5.25) in (5.26), s katerimi
izračunamo karakteristični zemeljski pritisk Efacing in njegovo rezultanto Efacing:
QkaqhqGikkaghgfacing qKHKe ,, , (5.25)
vfacingfacing leE , (5.26)
kjer je:
ηg - kalibracijski faktor za vpliv lastne teže
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 93
ηq - kalibracijski faktor za vpliv koristne obtežbe
efacing - projektna horizontalna napetost na čelno ploskev
lv - vertikalna razdalja med ojačitvenimi elementi
Slika 5.29: Zemeljski pritisk (EBGEO 2011)
Stabilnostni pogoj zapišemo kot (5.27):
facingdAidBi ERaliR ,, , (5.27)
kjer je:
RBi,d - projektna natezna trdnost geosintetika v n-ti ojačitveni plasti
RAi,d - projektna vrednost izvlečne odpornosti
Efacing - projektna vrednost obtežbe čelne ploskve med dvema
geomrežama
Z izračunom preverimo dve nosilnosti. Natezno trdnost geosintetika in odpornost
geosintetika na izvlek, kjer je merodajen strižni odpor med geomrežo in zasipno zemljino.
Kot merodajno vrednost upoštevamo manjšo izmed vrednosti.
V kolikor dosežemo zadostno izvlečno odpornost za ovito čelo iz geosintetikov, lahko
zemeljski pritisk enakomerno porazdelimo po ojačitveni plasti in čelu konstrukcije.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 94
6 GEOTEHNIČNA ANALIZA PODPORNIH KONSTRUKCIJ
Za obravnavani primer smo statično preverili različne težnostne konstrukcije in
konstrukcijo iz armirane zemljine. Vse konstrukcije smo preverili z uporabo projektnega
pristopa 2, po spodnjem vrstnem redu:
kamnita zložba
zid iz gabionov
brežina iz armirane zemljine
lesena kašta
V tem poglavju so prikazani vhodni podatki za analizo, rezultati za posamezne
konstrukcije pa v sedmem poglavju. Vsako konstrukcijo smo analizirali v najbolj
neugodnem prerezu in na podlagi statične analize določili geometrijo konstrukcije ter
izrisali karakteristični prerez.
V izračunih smo uporabili z laboratorijsko analizo določene karakteristične vrednosti
zemljine. Vrednosti kohezije nismo upoštevali ter s tem zagotovili dodatno varnost. Ker
smo na globini 1 m že naleteli na hribino smo pri preveritvi nosilnosti temeljnih tal in
zdrsu uporabili višje vrednosti parametrov.
Dodatno varnost nam v našem primeru podaja tudi tridimenzionalni učinek med
konstrukcijo in zemljino, izvedena analiza pa predpostavlja ravninsko napetostno stanje,
kar v našem primeru ne drži, ker gre pri podpornih konstrukcijah za linijske objekte, kjer je
dolžina napram širini velika.
Zaradi temeljenja na pobočju smo opravili analizo nosilnosti temeljnih tal po postopku, ki
ga je predlagal Brinch Hansen za poševna pobočja, in rezultate primerjali z metodo za
izračun nosilnosti temeljnih tal pod plitvim temeljem za drenirane pogoje. Pri tem smo
ugotovili, da je nosilnost temeljnih tal na pobočju znatno nižja od nosilnosti temeljnih tal v
primeru temeljenja v ravnini.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 95
Podrobneje je potek izračunov za posamezno konstrukcijo opisan v teoretičnih izhodiščih,
izračuni pa priloženi v prilogah. Tako smo se za pri izračunih gabionskega zidu naslonili
na BS 8002 in BS 8002:2015, pri izračunih konstrukcije iz armirane zemljine pa na
EBGEO.
Na konstrukcijo vplivajo aktiven zemeljski pritisk zaradi lastne teže tal, dodatna zvezna
obtežba p = 5 kN/m´ in aktiven zemeljski pritisk zaradi dodatne obtežbe v zaledju.
Pasivnega zemeljskega pritiska v izračunih nismo upoštevali ter tako zagotovili dodatno
varnost, ki pa v našem primeru zaradi temeljenja na pobočju ni velika.
6.1 Kamnita zložba
Predlagamo postavitev kamnite zložbe višine 4 m, širine 2 m in 72° naklonom čelne
ploskve (Slika 6.1). Podporni zid bo temeljen na pobočju naklona 25° in vodoravnim
zaledjem. Zvezna obtežba na zaledju znaša 5 kN/m´ in jo obravnavamo kot stalno obtežbo.
Kamnita zložba bo izvedena iz lokalnega kamna, ki bo položen v beton. Za potrebe
izračuna predpostavimo, da delež betona znaša 25 % volumna konstrukcije. Prvi sloj
kamenja položimo v podložni beton. Zid bomo izvedli v več etapah in ga prislonili ob
obstoječ porušen zid. Na hrbtni strani zidu bomo izvedli dodatno drenažo. Konstrukcijo
bomo temeljili v trdno matično podlago in pri gradnji sledili poteku terena.
6.1.1 Vhodni podatki
zemljina
Preglednica 6.1: Karakteristične vrednosti zemljine
φ = 32.00 deg
c = 0.00 kPa δ = 2/3* φ deg γzem. = 19.00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 96
hribina
Preglednica 6.2: Karakteristične vrednosti hribine
φ = 35.00 deg
c = 30.00 kPa δ = φhrib. deg γzem. = 19.00 kN/m3
6.1.2 Geometrija:
Slika 6.1: Geometrija kamnite zložbe
Preglednica 6.3: Geometrijski podatki
H = 4.00 m
b = 2.00 m c = 0.70 m α = 0.00 deg β = 0.00 deg γkam. = 23.00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 97
6.1.3 Obtežbe
zemeljski pritisk
Preglednica 6.4: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine
E ugodno neugodno
Eagh = 38.94 52.57 kN/m´
Eagv = 15.21 20.53 kN/m´
Preglednica 6.5: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe
E ugodno neugodno
Eaph = 5.12 6.92 kN/m´
Eapv = 2.00 2.70 kN/m´
dodatna obtežba
Preglednica 6.6: Vrednost dodatne obtežbe
P ugodno neugodno
p = 5.00 6.75 kN/m´
lastna teža
Preglednica 6.7: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije
G rx Mx ry My
G1 64.4 1.65 106.26 2 128.8 G2 59.8 0.87 52.026 1.33 79.534G 124.20 1.27 158.29 1.68 208.33
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 98
Zid iz gabionov
Predlagamo postavitev zidu iz 4 gabionskih nizov skupne efektivne višine 4.16 m, temeljne
širine 2.5 m in 6° naklonom temeljne ploskve (Slika 6.2). Vsak niz bomo zamaknili za
0.25 m glede na predhodni niz. Za polnilo uporabimo lokalni kamen (γpol. = 17 kN/m3). Zid
bo temeljen na gramozno podlago, minimalne debeline 30 cm, na pobočju naklona 25° in
vodoravnim zaledjem. Zvezna obtežba na zaledju znaša 5 kN/m´ in jo obravnavamo kot
stalno obtežbo. Kot ločilni sloj med konstrukcijo in zasipno zemljino predvidimo sloj
geotekstila, zato za vrednost trenja med zidom in zemljino upoštevamo vrednost 0.9*φ.
Analizo smo izvedli na podlagi določil BS 8002:2015 in BS EN 1997-1:2004. Pri izračunu
vrednosti aktivnega zemeljskega pritiska v posamezni košari za strižni kot kamnitega dela
predpostavimo vrednost φk 45° in vrednost kohezije ck 0 kPa. Mreže morajo biti izdelane iz
jekla minimalne kvalitete 55.0 kN/cm2, pocinkane in oplaščene s PVC zaščito.
6.1.4 Vhodni podatki
zemljina
Preglednica 6.8: Karakteristične vrednosti zemljine
φ = 32.00 deg
c = 0.00 kPa δ = 0.9*φ deg γzem. = 19.00 kN/m3
hribina
Preglednica 6.9: Karakteristične vrednosti hribine
φ = 35.00 deg
c = 30.00 kPa δ = φhrib. deg γzem. = 19.00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 99
6.1.5 Geometrija
Slika 6.2: Geometrija zidu iz gabionov
Preglednica 6.10: Geometrijski podatki
H = 4.16 m
b = 2.50 m bα = 2.49 m
b1 = 1.00 m
b2 = 1.50 m
b3 = 2.00 m
b4 = 2.50 m
α = 6.00 deg β = 85.27 deg ε = 0.00 deg γpol. = 17.00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 100
6.1.6 Obtežbe
zemeljski pritisk
Preglednica 6.11: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine
E ugodno neugodno
Eag = 53.90 72.77 kN/m´
Eagh = 45.35 61.22 kN/m´
Eagv = 29.14 39.35 kN/m´
Preglednica 6.12: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe
E ugodno neugodno
Eap = 6.82 9.21 kN/m´
Eaph = 5.74 7.75 kN/m´
Eapv = 3.69 4.98 kN/m´
dodatna obtežba
Preglednica 6.13: Vrednost dodatne obtežbe
P ugodno neugodno
p = 5.00 6.75 kN/m´
lastna teža
Preglednica 6.14: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije
G rx Mx ry My
G1 42.50 1.25 53.125 0.5 21.25 G2 34.00 1.25 42.5 1.5 51 G3 25.50 1.25 31.875 2.5 63.75 G4 17.00 1.25 21.25 3.5 59.5 G 119.00 1.25 148.75 1.31 195.50
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 101
6.2 Brežina iz armirane zemljine
Predlagamo postavitev podpornega zidu iz armirane zemljine višine 4 m, širine 3.6 m in
66° naklonom čelne ploskve (Slika 6.3). Čelo bo zatravljeno in zasajeno z avtohtono
vegetacijo. Podporni zid bo temeljen na pobočju naklona 25° in vodoravnim zaledjem.
Zvezna obtežba na zaledju znaša 5 kN/m´ in jo obravnavamo kot stalno obtežbo.
Geomreže so glede na zasnovo konstrukcije različnih dolžin in nateznih trdnosti.
Vertikalna razdalja med mrežami je 0.4 m.
6.2.1 Vhodni podatki
zemljina
Preglednica 6.15: Karakteristične vrednosti zemljine
φ = 32.00 deg
c = 0.00 kPa δ = 0.9* φ deg γzem. = 19.00 kN/m3
hribina
Preglednica 6.16: Karakteristične vrednosti hribine
φ = 35.00 deg
c = 30.00 kPa δ = φzem. deg γzem. = 19.00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 102
6.2.2 Geometrija
Slika 6.3: Geometrija zidu iz armirane zemljine
Preglednica 6.17: Geometrijski podatki
H = 4.00 m
b = 3.60 m c = 1.80 m α = 0.00 deg β = 0.00 deg γzem. = 19.00 kN/m3
6.2.1 Obtežbe
zemeljski pritisk
Preglednica 6.18: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine
E ugodno neugodno
Eagh = 38.94 52.57 kN/m´
Eagv = 15.21 20.53 kN/m´
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 103
Preglednica 6.19: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe
E ugodno neugodno
Eaph = 5.12 6.92 kN/m´
Eapv = 2.00 2.70 kN/m´
dodatna obtežba
Preglednica 6.20: Vrednosti dodatnih obtežb
P ugodno neugodno
p = 5.00 6.75 kN/m´
P = 9.00 12.15 kN/m´
lastna teža
Preglednica 6.21: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije
G rx Mx ry My
G1 136.80 2.70 367.20 2.00 272.00G2 68.40 1.20 82.08 1.33 90.97 G 205.20 2.20 449.28 1.78 362.97
6.3 Lesena kašta
Predlagamo postavitev lesene kašte višine 4 m, temeljne širine 2.7 m in 72° naklonom
čelne ploskve (Slika 6.4). Kašta bo temeljena na pobočju naklona 25° in vodoravnim
zaledjem. Zvezna obtežba na zaledju znaša 5 kN/m´ in jo obravnavamo kot stalno obtežbo.
Polnilo bo iz lokalnega kamna (γpol. = 17 kN/m3), za ogrodje pa bomo uporabili hrastova in
kostanjeva debla različnih presekov. V izračunih nismo upoštevali teže lesa, prav tako smo
izvedli preveritev strižnega odpora v kritičnem prerezu brez upoštevanja lesenega ogrodja.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 104
6.3.1 Vhodni podatki
zemljina
Preglednica 6.22: Karakteristične vrednosti zemljine
φ = 32.00 deg
c = 0.00 kPa δ = 2/3* φ deg γzem. = 19.00 kN/m3
hribina
Preglednica 6.23: Karakteristične vrednosti hribine
φ = 35.00 deg
c = 30.00 kPa δ = φhrib. deg γzem. = 19.00 kN/m3
6.3.2 Geometrija:
Slika 6.4: Geometrija lesene kašte
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 105
Preglednica 6.24: Geometrijski podatki
H = 4.00 m b = 2.70 m
bpol. = 2.00 m c = 1.40 m
cpol. = 0.70 m α = 0.00 deg β = 0.00 deg
γpol. = 17.00 kN/m3
6.3.3 Obtežbe
zemeljski pritisk
Preglednica 6.25: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine
E ugodno neugodno
Eagh = 38.94 52.57 kN/m´
Eagv = 15.21 20.53 kN/m´
Preglednica 6.26: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe
E ugodno neugodno
Eaph = 5.12 6.92 kN/m´
Eapv = 2.00 2.70 kN/m´
dodatna obtežba
Preglednica 6.27: Vrednost dodatne obtežbe
P ugodno neugodno
p = 5.00 6.75 kN/m´
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 106
lastna teža
Preglednica 6.28: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije
G rx Mx ry My
G1 44.20 0.87 38.31 1.33 58.79 G2 47.60 1.65 78.54 2.00 95.20
G 91.80 1.27 116.85 1.68 153.99
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 107
7 REZULTATI
7.1 Laboratorijske preiskave
7.1.1 Klasifikacija zemljin
Na podlagi rezultatov:
več kot 50 % zrn je večjih od 0.075 mm grobozrnata zemljina
o v frakciji proda je 54 % zrn prod G
o v frakciji peska je 14 % zrn
29 % je drobnozrnate frakcije GM ali GC
določimo točko na diagramu plastičnosti
o meja židkosti wL = 36 in indeks plastičnosti Ip = 13.5 , točka pade tik nad A
črto
o vrednost Ip > 7,
zemljino umestimo v skupino GC (glinasto peščeni prod)
Po Enotni klasifikaciji zemljine smo zemljino umestili med prode s primesmi finih frakcij
(precejšnja količina veziva). Omeniti velja, da delež grobih frakcij močno zavisi od globine
odvzetega vzorca in stopnje preperelosti matične podlage, ki v našem primeru zelo hitro
prepereva.
Ugotavljam, da bi lahko iz sondažnega okna odvzeli še dodaten vzorec iz vršnih
30 - 40 cm. Pri tem vzorcu bi bil delež grobozrnatih zrn bistveno manjši (posledica
preperevanja), povečal pa bi se delež zrn manjših od 2 mm. Tako bi glede na Enotno
klasifikacijo zemljino skoraj zagotovo umestili med SC (glinaste peske).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 108
7.1.2 Strižna trdnost zemljin
Analizo smo izvedli na treh vzorcih. Rezultati posameznih vzorcev ne kažejo odstopanj od
povprečnih vrednosti, so pa vrednosti parametrov višje od pričakovanih, zato pri analizi
konstrukcij kohezije nismo upoštevali, za strižni kot pa smo uporabili vrednost 32°. V
preglednici (Preglednica 7.1) podajamo karakteristične vrednosti zemljine ter na fotografiji
(Slika 7.1) vertikalni prerez.
Preglednica 7.1: Karakteristične vrednosti
Plast Enotna klasi. zemljin γ [kN/m3] φ [°] c [kPa] qu [kPa] cu [kPa] k [cm/s] w [%]
1 GC 19 32 15 31 15 110-7 33
Omeniti moramo, da zaradi konsolidacije in različnih tlačnih obremenitev vlažnost vzorcev
glede na posamezno raziskavo pada.
Glede na preizkuse enoosne tlačne trdnosti smo dobili višje vrednosti prostorninske teže
vzorcev, kar je posledica priprave zemljine za izvedbo preizkusa. Iz zemljine moramo pred
vgradnjo v strižno celico odstraniti večje delce ter zemljino vtisniti v celico. Rezultate
preizkusov podajamo v preglednici (Preglednica 7.2).
Preglednica 7.2: Rezultati translatorne strižne preiskave po posameznih vzorcih
Rezultati direktne translatorne strižne preiskave x̄
Vrtina-vzorec: 1-1 1-2 1-3
Globina [m]: 0.50 0.50 0.50
Strižna hitrost vs [mm/s]: 0.003 0.003 0.003
Naravna vlaga w [%]: 33.30 33.30 33.30
Prostorninska teža g [kN/m3]: 21.49 22.28 21.77 21.84
Suha prost. teža gd [kN/m3]: 16.12 16.71 16.33 16.39
Poroznost n [%]: 40.29 38.11 39.52 39.31
Strižni kot φ [°]: 32.70 31.70 32.20 32.20
Kohezija c [kPa]: 10.10 17.00 20.10 15.73
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 109
Slika 7.1: Vertikalni prerez
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 110
7.1.3 Enoosna tlačna trdnost
Rezultati preizkusov enoosne tlačne trdnosti izkazujejo veliko odstopanje od povprečnih
vrednosti, še posebej pri določevanju prostorninske teže. Predvsem je zanimivo veliko
odstopanje med vzorci višine 96 mm ter vzorci višine 70 mm.
S pomočjo razdelitve naravnih geoloških materialov na osnovi nedrenirane strižne trdnosti
za zemljine in enoosne tlačne trdnosti za kamnine (Hawkins, 2000) zemljino uvrščamo
med mehke zemljine (Preglednica7.3).
Preglednica 7.3: Klasifikacija naravnih geoloških materialov na osnovi trdnosti
Merjena vrednost Razpon vrednosti Opis
cu <20 kPa zelo mehke zemljine
cu 20-40 kPa mehke zemljine
cu 40-80 kPa polmehke zemljine
cu 80-160 kPa poltrde zemljine
cu 130-320 kPa trde zemljine
cu 320-640 kPa zelo trde zemljine
σc 1.25-2.5 MPa zelo mehke kamenine
σc 2.5-5 MPa mehke kamenine
σc 5-10 MPa polmehke kamenine
σc 10-50 MPa poltrde kamenine
σc 50-100 MPa trde kamenine
σc 100-200 MPa zelo trde kamenine
σc >200 MPa izjemno trde kamenine
Zaradi velikih razlik med vzorci smo podrobneje pregledali posušene vzorce. Omeniti
moramo, da smo pri odvzemu imeli težave s pridobitvijo intaktnih vzorcev za preiskavo.
Predvsem smo ob vtiskanju valjev v zemljino porušili naravno strukturo zemljine, dodatne
težave pa so povzročala groba zrna matične kamnine.
Vzorca 1-1 in 1-2 smo odvzeli malce višje od vzorcev 2-1 in 2-2. Po pregledu posušenih
vzorcev v njih nismo zasledili večjih trdih zrn, kar bi lahko ob večji poroznosti zemljine
pojasnilo znatno odstopanje pri izračunu prostorninske teže. Vzorca 2-1 in 2-2 pa smo
odvzeli malce nižje v sloju, ki že vsebuje večji delež nepreperelih zrn matične kamnine,
kar se odraža tako v nižji naravni vlažnosti kot večji prostorninski teži. Vrednosti so
prikazane v spodnji preglednici (Preglednica 7.4).
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 111
Preglednica 7.4: Rezultati enoosne tlačne trdnosti
Rezultati preizkusov enoosne tlačne trdnosti x̄
Vzorec: 1-1 1-2 2-1 2-2
Višina Ho [cm]: 9.61 9.22 7.04 6.97
Premer D [cm]: 4.77 4.75 3.53 3.56
Prerez Ao [cm2]: 17.85 17.70 9.79 9.97
Prostornina V [cm3]: 171.55 163.21 68.90 69.48
Masa preizkušanca M [g] 280.58 278.58 137.69 135.61
Suha masa preizkušanca Ms [g] 217.27 230.44 109.07 112.44
Masa vode Mw=M-Ms [g] 63.31 48.14 28.62 23.17
Naravna vlaga w [%]: 29.14 20.89 26.24 20.61
Prostorninska teža γ [kN/m3]: 16.04 16.74 19.60 19.14
Suha prostorninska teža γ [kN/m3]: 12.42 13.85 15.52 15.87
Specifična deformacija e = dH/H0 [%]: 7.80 10.30 9.94 3.59
Korigiran prerez A=A0/(1-e) [cm2]: 19.36 19.73 10.87 10.34
Enoosna tlačna trdnost qu=s1 [kPa]: 29.61 25.82 39.86 32.04 31.83
Nedrenirana strižna trdnost cu=qU/2 [kPa]: 14.80 12,91 19.93 16.02 15.91
7.1.4 Vodoprepustnost
Za vzorec smo prepustnost zemljine določili po metodi s spremenljivim hidravličnim
padcem vode. Na podlagi dobljenega rezultata k = 9.6210-8 cm/s, lahko zemljino uvrstimo
med manj prepustno. Kot mejo med manj in bolj prepustno zemljino navajamo vrednost
k = 10-7 cm/s. Za primerjavo v preglednici (Preglednica 7.5) navajamo mejne vrednosti
koeficienta vodoprepustnosti za posamezne materiale.
Preglednica 7.5: Mejne vrednosti vodoprepustnosti
Zemljina k (cm/s)
čisti gramoz 102 – 1
debel pesek, peščeni gramozi 1 - 10-2
drobni peski, peščeni melji 10-2 - 10-3
melji, zaglinjeni melji 10-3 - 10-5
gline < 10-6
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 112
7.2 Rezultati geotehničnih analiz podpornih konstrukcij
V preglednici (Preglednica 7.6) so zbrani rezultati stabilnostnih analiz, podrobni izračuni
analiz v Microsoft Office Excelu pa so priloženi v prilogah od 10.2 do 10.5.
Preglednica 7.6: Primerjava rezultatov po posameznih podpornih konstrukcijah
Mejna stanja Zdrs Prevrnitev Ekscentričnost Nosil. tem. tal f f e (m) b (m) β=0 ° β=25° kamnita zložba 0.66 0.43 0.23 0.33 0.12 0.75 zid iz gabionov 0.71 0.34 0.19 0.42 0.09 0.53 brežina iz arm. zemljine 0.45 0.16 -0.16 0.60 0.05 0.32 lesena kašta 0.86 0.43 0.33 0.45 0.13 0.84
Pri analizi zdrsa (Preglednica 7.7) moramo opozoriti, da smo pri vseh izračunih za kot
trenja med zidom in zemljino upoštevali vrednost δa za grobe površine zidov, torej 2/3φ,
razen za zid iz gabionov, kjer je predvidena uporaba geosintetika ter vrednost trenja 0.9φ.
Višje vrednosti Hd pri zidu iz gabionov so posledica efektivne višine zidu iz gabiona, ki
znaša 4.16 m. Dodatno smo pri vseh analizah zdrsa za trenje med osnovo temelja in
zemljino predpostavili vrednost 35°. To zagotovo velja za kamnito zložbo, kašto in zid iz
gabionov, kjer temelj izgradimo na licu mesta. V kolikor bi se pri zidu iz gabionov
poslužili predfabriciranega betonskega temelja, bi morali pri izračunu uporabiti 2/3
strižnega kota. Navedeno pa ne velja za brežino iz armirane zemljine, kjer je potrebno za
vrednost strižnega kota vzeti nižjo izmed vrednosti strižnega kota temeljnih tal ali strižnega
kota armirane zemljine. EBGEO dodatno za vrednost δ priporoča 2/3 φ. Kot posledica
navedenega je faktor izkoriščenosti pri brežini iz armirane zemljine prenizek in bi bilo
potrebno konstrukcijo ponovno preveriti na zdrs.
Preglednica 7.7: Rezultati zdrsa
Zdrs Hd Rd δa δ f kamnita zložba 59.49 90.01 21.33 35.00 0.66 zid iz gabionov 68.96 96.65 28.00 35.00 0.71 brežina iz arm. zemljine 59.49 131.45 21.33 32.00 0.45 lesena kašta 59.49 69.39 21.33 35.00 0.86
Dejavnik, ki je močno vplival na dimenzioniranje konstrukcij je bila ekscentričnost
rezultante sil (Preglednica 7.8). Pri načrtovanju je bilo potrebno zagotoviti, da rezultanta sil
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 113
pade v jedro prereza, posledično so faktorji izkoriščenosti na prevrnitev sorazmerno nizki.
Še največ rezerve je pri brežini iz armirane zemljine, kjer smo z zasnovo dosegli, da
rezultanta sil pade desno od prereza konstrukcije, posledično bi lahko zmanjšali širino
konstrukcije.
Preglednica 7.8: Rezultati prevrnitve
Prevrnitev Mr Mo f e b/6 σL σD kamnita zložba 192.70 83.75 0.43 0.23 0.33 119.39 22.02 zid iz gabionov 245.96 84.58 0.34 0.19 0.42 88.01 33.46 brežina iz arm. zemljine 537.68 83.75 0.16 -0.16 0.60 46.96 81.59 lesena kašta 195.43 83.75 0.43 0.33 0.45 79.79 0.96
Pri izračunu nosilnosti temeljnih tal (Preglednica 7.9) se je pokazalo, da zaradi temeljenja
na pobočju nosilnost tal pade za 6-krat glede na izračunano nosilnosti temeljnih tal pod
plitvimi temelji v ravnini. Najmanjši faktor izkoriščenosti dosega brežina iz armirane
zemljine, najvišjega pa lesena kašta, kar je posledica relativno najmanjše efektivne širine
temelja.
Preglednica 7.9: Rezultati nosilnosti temeljnih tal
Nos. tem. tal Vd Rd f B B´ kamnita zložba β = 0 190.90 1622.14 0.12 2.00 1.54
β ≠ 0 190.90 254.79 0.75 zid iz gabionov β = 0 204.98 2393.79 0.09 2.50 2.12
β ≠ 0 204.98 387.09 0.53 brežina iz arm. zemljine β = 0 312.40 5708.82 0.05 3.60 3.28
β ≠ 0 312.40 978.57 0.32 lesena kašta β = 0 147.16 1149.23 0.13 2.70 1.34
β ≠ 0 147.16 176.24 0.84
Dodano smo pri analizi mejnih stanj za podporne konstrukcije preverili:
pri analizi zidu iz gabionov zdrs in prevrnitev, ločeno za vsak posamezni gabionski
niz. Prav tako smo določili potrebno debelino žice in razdaljo med žicami.
pri brežini iz armirane zemljine smo izračunali maksimalno horizontalno
obremenitev glede na naklonski kot porušnice ter preverili izvlečno oz. natezno
trdnost geosintetikov po plasteh. Dodatno smo opravili še kontrolo čelnih
elementov.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 114
pri leseni kašti smo preverili strižni odpor v kritičnem prerezu.
Vsi izračuni so podrobneje obrazloženi v poglavjih 4 in 5.
Kot smo omenili sta bila ekscentričnost konstrukcije in nosilnost temeljnih tal na pobočju
odločujoča dejavnika, ki sta najbolj vplivala na dimenzije konstrukcij. V primeru brežine iz
armirane zemljine pa dodatno še priporočila za grobo dimenzioniranje konstrukcij.
Na podlagi rezultatov ugotavljamo, da bi bilo smiselno za vse konstrukcije izvesti
optimizacijo, saj so faktorji izkoriščenosti pri analizi prevrnitve relativno nizki, pri
ekscentričnosti in analizi zdrsa pa so še rezerve, posebej to velja za brežino iz armirane
zemljine.
Kot kritičen dejavnik se je pri analizi kamnite zložbe izkazala nosilnost na pobočju. Velika
lastna teža in relativno majhne temeljne dimenzije, kar privede do velikih kontaktnih
tlakov. Pri optimizaciji zložbe bi morali paziti, da ne presežemo nosilnosti temeljnih tal.
Pri zidu iz gabionov bi lahko povečali naklon temeljne ravnine na 10°, s tem razbremenili
konstrukcijo in povečali obremenitev temeljnih tal.
Po opravljeni analizi čela pri brežini iz armirane zemljine ugotavljamo, da bi bila kritična
natezna trdnost geomrež in ne izvlečna nosilnost geomrež. Na podlagi ugotovljenega bi
zmanjšali dolžine vgrajenih geomrež, posledično dimenzijo konstrukcije in lastno težo.
Paziti pa bi morali pri analizi zdrsa, saj pri izračunu uporabimo daleč najnižjo vrednost
strižnega kota.
Pri leseni kašti optimizacija ni potrebna. Zaradi kamnitega jedra prihaja do velikih
kontaktnih tlakov v temeljni ravnini, visokega faktorja izkoriščenosti pri zdrsu in zaradi
sodelovanja lesenega okvirja do relativno majhnega faktorja izkoriščenosti na prevrnitev.
Preglednica 7.10: Dimenzije in lastna teža podpornih konstrukcij
Dimenzije (m) G (kN/m´) h b c skupaj kamnita zložba 4.00 2.00 0.70 124.20 zid iz gabionov 4.16 2.50 1.00 119.20 brežina iz arm. zemljine 4.00 3.60 1.80 205.20 lesena kašta 4.00 2.70 1.40 91.80
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 115
7.2.1 Kamnita zložba
7.2.1.1 Zdrs
Hd = 59.49 kN/m´, Vd = 141.41 kN/m´, δ = φ = 35°
hRdd VR ;/tan Rd = 90.01
dRdH
90.0159.49
Izkoriščenost f = 0.66
7.2.1.2 Lega in naklon rezultante (ekscentričnost)
∑M(A) = 108.39 kNm/m´, Vd = 141.41 kN/m; b = 2 m
d(A)R /VMx = 0.77 m
Rxbe 2/ e = 0.23 m
6/be
m 0.33m 0.23
izračun kontaktnih tlakov:
A
e61
A
Vσ DL, σL= 119.39 kN/m´ in σD = 22.02 kN/m´
7.2.1.3 Nosilnost temeljnih tal
v ravnini 0
Hd = 59.49 kN/m´; Vd = 190.90 kN/m´; β = 0°; B´ = B – 2e = 1.54 m R = 2270.99
vRd RR ;/ Rd = 1622.14
dd RV
1622.14190.90
Izkoriščenost: f = 0.12
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 116
na pobočju 0
Hd = 59.49 kN/m´; Vd = 190.90 kN/m´; β = 25°; B´ = B – 2e = 1.54m R = 356.71
vRd RR ;/ Rd = 254.79
dd RV
254.79190.90
Izkoriščenost: f = 0.75
7.2.2 Zid iz gabionov
7.2.2.1 Prevrnitev po BS 8002:2015
MO = 84.58 kN/m´; MR = 245.96 kN/m´; α = 6°; δ = φ = 35°
o
RO M
MF =
84.58
245.96=2.91
ali
RO MM
245.9684.58
Izkoriščenost f = 0.34
7.2.2.2 Zdrs po BS 8002:2015
T = 68.96 kN/m´; N = 151.83 kN/m´: α = 6°; δ = φ = 35°
NT
)sincos(
66,0tan)sincos( .
NT
TNF tem
s 52.71
73.11 Fs = 1.39
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 117
7.2.2.3 Lega in naklon rezultante (ekscentričnost) po BS 8002:2015
MO = 84.58 kN/m´; MR = 245.96 kN/m´; B = 2.50 m; A = 2.50 m2; N = 151.83 kN/m´
N
)M(M
2
Be OR e = 0.19
6/be
0.420.19
izračun kontaktnih tlakov:
A
e61
A
Nσ DL, σL =88.01 kN/m´ in σD = 33.46 kN/m´
7.2.2.4 Nosilnost temeljnih tal
v ravnini 0
Hd = 68.96 kN/m´; Vd = 204.98 kN/m´; β = 0°; B´ = B – 2e = 2.12 m R = 3351.31
vRd RR ;/ Rd = 2393.79
dd RV
2393.79204.98
Izkoriščenost f = 0.09
na pobočju 0
Hd = 68.96 kN/m´; Vd = 204.98 kN/m´; β = 25°; B´ = B – 2e = 2.12 m R = 541.93
vRd RR ;/ Rd = 387.09
dd RV
387.09204.98
Izkoriščenost f = 0.53
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 118
7.2.2.5 Kontrola po posameznih gabionih
Preglednica 7.11: Faktor varnosti in izkoriščenosti za posamezne gabionske nize
Zdrs PrevrnitevH Fs f Fo f 1 m 3.21 0.40 7.42 0.13 2 m 1.88 0.57 4.16 0.24 3 m 1.55 0.66 3.30 0.30 4 m 1.39 0.71 2.91 0.34
7.2.2.6 Določitev premera žice
Obtežbe: p = 5.00 kN/m´; γz = 19.00 kN/m3
Polnilo: φgab. = 45.00°; hgab. = 1.00 m
Jeklo: fj,d = 55.00 kN/cm2; γs = 1.15
Pritisk: h = 3.50 m; σv = 96.53 kN/m2; pa = 16.56 kN/m2 ph = 56.54 kN/m2
Sila v žici košare: T = 28.27 kN/m´
Rezultat:
A = 0.59 cm2/m´
A/10 = 0.059 cm2
d10 = 2.7 mm / 10 cm
7.2.3 Brežina iz armirane zemljine
7.2.3.1 Zdrs
Hd = 59.49 kN/m´, Vd = 231.41 kN/m´, δ = φ = 32°
hRdd VR ;/tan Rd = 131.45
dd RH
131.4559.49
Izkoriščenost f = 0.45
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 119
7.2.3.2 Lega in naklon rezultante (ekscentričnost)
∑M(A) = 453.93 kNm/m´, Vd = 231.41 kN/m; b = 3.60 m
dAR VMx /)( = 1.96 m
Rxbe 2/ e = -0.16 m
6/be
0.600.16
izračun kontaktnih tlakov:
A
e61
A
Vσ DL, σL =46.96 kN/m´ in σD =81.59 kN/m´
7.2.3.3 Nosilnost temeljnih tal
v ravnini 0
Hd = 59.41 kN/m´; Vd = 312.40 kN/m´; β = 0°; B´ = B – 2e = 3.28 m R = 7992.35
vRd RR ;/ Rd = 5708.82
dd RV
5708.82312.40
Izkoriščenost: f = 0.05
na pobočju 0
Hd = 59.41 kN/m´; Vd = 312.40 kN/m´; β = 25°; B´ = B – 2e = 3.28 m R = 1321.07
vRd RR ;/ Rd = 978.57
dd RV
978.57312.40
Izkoriščenost: f = 0.32
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 120
7.2.3.4 Izračun horizontalne obremenitve
Izračun skupne horizontalne obremenitve glede na naklonski kot porušnice:
)d(h,d1,)d(v,)d(v,)d()d( EtanEPGF
Preglednica 7.12: Maksimalna horizontalna obremenitev pri kotu θ=47°
θ Hθ Bθ G Hθ Bθ PB P Eah Eav Fi
47.00 3.86 3.73 98.78 3.86 3.60 1.80 12.15 0.31 0.12 30.06
7.2.3.5 Natezna in izvlečna projektna nosilnost geomrež
natezna trdnost geomrež
/4,2RγAAAAA/RR k0b,M54321k0b,dB,
Redukcijski faktorji
redukcijski faktor lezenja A1 = 2.50
redukcijski faktor mehanskih poškodb geosintetika A2 = 1.20
redukcijski faktor spojev in križanj A3 = 1.00
redukcijski faktor okoljskih vplivov A4 = 1.00
redukcijski faktor vpliva dinamičnih obtežb A5 = 1.00
delni varnostni faktor geosintetika γM = 1.4
Preglednica 7.13: Število plasti in projektne natezne vrednosti geosintetikov
št. slojev RB,k0 (kN/m) RB,d (kN/m)2 x 50 11.90 6 x 30 7.14 2 x 20 4.76
izvlečna nosilnost geomrež
nγ
fLσR
B
ksg,Aidiv,diA,
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 121
21.4
tan*0.8Lh*γR kv,
Aiizem.diA,
20.357Lh*19R AiidiA,
AiidiA, Lh*13.57R
7.2.3.6 Izračun horizontalnih nosilnosti geomrež za θ=47°
Preglednica 7.14: Izračun izvlečne nosilnosti in natezne trdnosti geomrež po plasteh
n z h (m) La (m) RA,id (kN/m) RB,d (kN/m) Rd
1 0 4 3.6 195.41 11.9 11.9
2 0.4 3.6 3.42 167.07 11.9 11.9 3 0.8 3.2 3.24 140.69 7.14 7.14 4 1.2 2.8 3.06 116.27 7.14 7.14 5 1.6 2.4 2.88 93.80 7.14 7.14 6 2 2 2.7 73.28 7.14 7.14 7 2.4 1.6 2.52 54.71 7.14 7.14 8 2.8 1.2 2.34 38.10 7.14 7.14 9 3.2 0.8 2.16 23.45 4.76 4.76 10 3.6 0.4 1.98 10.75 4.76 4.76 ∑ 913.53 76.16 76.16
dAi,dBi,i R;RminF
76.1630.06
7.2.3.7 Kontrola čelnih elementov
id,f RE
Preglednica 7.15: Kontrola čel po plasteh
n z h ng nq lv ef Ef Rd,i
1 0.00 4.00 0.50 1.00 0.40 17.82 7.13 11.90
2 0.40 3.60 0.50 1.00 0.40 16.25 6.50 11.90
3 0.80 3.20 0.50 1.00 0.40 14.67 5.87 7.14 4 1.20 2.80 0.50 1.00 0.40 13.10 5.24 7.14 5 1.60 2.40 0.50 1.00 0.40 11.52 4.61 7.14 6 2.00 2.00 0.50 1.00 0.40 9.95 3.98 7.14
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 122
7 2.40 1.60 0.50 1.00 0.40 8.37 3.35 7.14 8 2.80 1.20 1.00 1.00 0.40 11.52 4.61 7.14 9 3.20 0.80 1.00 1.00 0.40 8.37 3.35 4.76 10 3.60 0.40 1.00 1.00 0.40 5.22 2.09 4.76 ∑ 46.72 76.16
7.2.4 Lesena kašta
7.2.4.1 Zdrs
Hd = 59.49 kN/m´, Vd = 109.01 kN/m´, δ = φ = 35°
hRdd VR ;/tan Rd = 69.39
dRdH
69.3959.49
Izkoriščenost f = 0.86
7.2.4.2 Lega in naklon rezultante (ekscentričnost)
∑M(A) = 111.68 kNm/m´, Vd = 109.01 kN/m; b = 2.7 m
d(A)R /VMx = 1.02 m
Rxbe 2/ e = 0.33 m
6/be
m 0.45m 0.33
izračun kontaktnih tlakov:
A
e61
A
Vσ DL, σL=79.79 kN/m´ in σD = 0.96 kN/m´
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 123
7.2.4.3 Nosilnost temeljnih tal
v ravnini 0
Hd = 59.49 kN/m´; Vd = 147.16 kN/m´; β = 0°; B´ = B – 2e = 1.34 m R = 1608.92
vRd RR ;/ Rd = 1149.23
dd RV
1149.23147.16
Izkoriščenost: f = 0.13
na pobočju 0
Hd = 59.49 kN/m´; Vd = 147.16 kN/m´; β = 25°; B´ = B – 2e = 1.34m R = 246.74
vRd RR ;/ Rd = 176.24
dd RV
176.24147.16
Izkoriščenost: f = 0.84
7.2.4.4 Preveritev strižnega odpora v kritičnem prerezu
z = 3.2 m: Ka = 0.256
pag = 21.3 kPa; pap = 1.76 kPa; Eag = 34.08 kN/m´; Eap = 5.63 kN/m´; Hd = 39.71 kN/m´
γpol. = 17 kN/m3; G = 66.3 kN/m´; φ = 45°
.tan* kamd GR Rd = 66.3 kN/m´
dRdH
.tan* kamapag GEE
66.3039.71
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 124
8 ZAKLJUČEK
Gradnjo stavb in inženirskih objektov je potrebno prilagoditi terenskim danostim in jih
temu primerno oblikovati. V krajini pa preprečiti gradnjo nepotrebnih podpornih
konstrukcij kot posledico neustrezno usmerjene gradnje objektov in za objekte v prvi vrsti
poiskati ustrezne lokacije glede na namen. To nam pogosto kljub večjemu začetnemu
vložku ponudi končno cenovno ugodnejšo varianto kot pa umeščanje objekta na
neustrezno lokacijo in naknadno prilagajanje terena.
Pred izbiro obravnavanih podpornih konstrukcij smo tako pretehtali tehnologijo gradnje,
okvirne dimenzije podpornih objektov, posedke in zmožnost prenašanja deformacij ter
življenjsko dobo konstrukcij. Hkrati smo poskusili obstoječ neprimerno oblikovan zid
bolje oblikovati, zmanjšati vizualno izpostavljenost, ga zliti z okolico ter temu prilagodili
tudi izbor gradbenih materialov (kamen, les, zemljina). Zagotovo brežina iz armirane
zemljine izpolnjuje vse zahteve, saj omogoča uporabo lokalne zemljine, zatravitev čela in
zasaditev pobočja z avtohtono vegetacijo.
Zaradi stroškov in enostavnosti sanacije smo predvideli, da bi z izbiro konstrukcije
omogočili ohranitev obstoječega zidu, ter posledično zaradi plitvega temeljenja
obstoječega zidu izgradnjo novega po etapah. Oba navedena pogoja izpolnjuje kamnita
zložba, ki jo naslonimo na obstoječ zid. Pogojno ta pogoja izpolnjuje tudi zid iz gabionov,
pri čemer bi bilo potrebno prilagoditi čelni zamik gabionski nizov. Zaradi dimenzij
preostalih dveh konstrukcij pa bi bilo potrebno porušiti obstoječi zid oz. povečati efektivni
višini konstrukcij ter gradnjo zaradi tehnologije izvesti enovito.
Podporne konstrukcije smo načrtovali kot trajne, s projektno življenjsko dobo večjo od 50
let. Glede tega je najbolj neobčutljiva kamnita zložba, ki zaradi vgrajenih materialov nima
časovne omejitve. Pri vseh preostalih konstrukcijah pa je potrebno natančneje opredeliti
mehanske lastnosti vgrajenih materialov.
Pri armiranih zemljinah pomembno vlogo odigra natezna trdnost vgrajenega geosintetika
ter pravilna izbira faktorja izkoriščenosti glede na načrtovano življenjsko dobo. Pri tem se
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 125
je potrebno zavedati, da so geosintetiki bolj podvrženi okoljskim vplivom in temu
primerno je potrebno določiti redukcijske faktorje.
Pri gabionih in kaštah je potrebno izbrati zmrzlinsko odporno kamnito polnilo ter
predpisati lastnosti vgrajenega jekla in lesa. Za jeklo je potrebno določiti minimalno
natezno trdnost ter protikorozivno zaščito, saj je celotna stabilnost zidu odvisna od
stabilnosti posamezne košare gabiona, kamnito polnilo pa vgraditi pazljivo, da čim manj
poškodujemo mreže.
Zaradi načina gradnje je najtežje zagotoviti projektno življenjsko dobo za leseno kašto. Ker
smo si zamislili izgradnjo z neobdelanimi debli je toliko pomembnejša pravilna izbira
drevesne vrste, čas sečnje in vizualni pregled vgrajene deblovine.
Kot odločitveni dejavnik smo preverili še občutljivost konstrukcij na deformacije. Zaradi
heterogene sestave in poseganja v nasip predlagamo konstrukcijo, ki je neobčutljiva na
posedke tal. Zagotovo sta brežina iz armirane zemljine in lesena kašta najbolj podajni.
Posedke dobro prenaša tudi kamnita zložba. V primeru izbire zidu iz gabionov pa bi bila
potrebna predhodna izvedba ustrezne gramozne podlage ali betonskega temelja.
Pred dokončno odločitvijo bi bilo potrebno opraviti še finančno ovrednotenje izvedbe
posameznih podpornih konstrukcij. Ocenjujemo, da bi bila cenovno najugodnejša izvedba
kamnite zložbe, sledi lesena kašta, nato brežina iz armirane zemljine, najdražja pa je
izvedba zidu iz gabionov.
Na podlagi navedenega bi ob pogoju ohranitve obstoječega zidu investitorju predlagali
sanacijo z izgradnjo kamnite zložbe. Za predlagano rešitev smo s programskim paketom
GEO5, po Bishopovi metodi preverili še globalno stabilnost pobočja (Priloga 10.6), ki je
pokazala 51 % izkoriščenost.
V kolikor pa bi pri izvedbi prišlo do odstranitve obstoječega zidu pa bi priporočili izvedbo
brežine iz armirane zemljine, oziroma kombinacijo obeh. Torej delno porušitev
obstoječega zidu z izgradnjo nižje kamnite zložbe in izvedbo brežine iz armirane zemljine
do želene višine.
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 126
9 VIRI, LITERATURA
[1] Designing with Gabions, Volume 1, A reference guide for designing of mass
gravity gabion walls, Enviromesh, Dostopno na:
<http://www.enviromeshgabions.co.uk/DesignGuides.aspx> [15.6.2015]
[2] Đulsić, A., 2010, Načini gradnje nasipov s strmimi brežinami, Diplomsko delo,
Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Ljubljana
[3] Farmer, R., Holmes, N., 2016, A design quide for building Gabion Retaining
Walls, Enviromesh, Design guide series, Volume 1, Dostopno na:
<http://www.enviromeshgabions.co.uk/DesignGuides.aspx> [31.5.2016]
[4] Germovšek, C., 1953, Krememnov keratofir pri Veliki Pirešici, Geologija 1, str.
135-168. Dostopno na: <http://www.geologija-revija.si/dokument.aspx?id=6>
[10.4.2016]
[5] Gradbeniški priročnik, 2001, 1. ponatis 2. predelane in razširjene izdaje, Tehniška
založba Slovenije, Ljubljana
[6] Hawkins, 2000, A.B. General report: The nature of hard rocks/soft soils. The
Geotechnics of Hard Soils- Soft Rocks, Ed. Evangelista in Picarelli, str. 1391-
1402, Rotterdam: Balkema
[7] Lesena kašta ali kranjska stena, Inštitut za vode Slovenije. Dostopno na:
<http://www.zrsvn.si/dokumenti/73/2/2013/LESENA_KASTA_Poster_2013_IZV
RS1_3416.pdf> [5.6.2016]
[8] Logar, J., Pulko, B., 2009, Priročnik za projektiranje gradbenih konstrukcij po
evrokod standardih, Inženirska zbornica Slovenije, Ljubljana
[9] Macuh, B., 2008, Zbirka enačb, diagramov in tabel s področja geotehnike,
Univerza v Mariboru, Fakulteta za gradbeništvo, Maribor
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 127
[10] Mehanika tal laboratorijske vaje – lastnosti zemljin, 4. vaja: stisljivost zemljin,
Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Dostopno na:
<http://www.fgg.uni-lj.si/kmtal-gradiva/VKI-
UNI/MT/Vaje%20in%20priloge/4%20lab%20vaja.pdf> [12.12.2015]
[11] Mehanika tal laboratorijske vaje – lastnosti zemljin, 5. vaja: Strižna trdnost
zemljin, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Dostopno
na:<http://www.fgg.uni-lj.si/kmtal-gradiva/VKI-
UNI/MT/Vaje%20in%20priloge/5%20laboratorijska%20%20vaja.pdf>
[12.12.2015]
[12] Oporne in podporne konstrukcije, Dostopno na: <http://www.fgg.uni-lj.si/kmtal-
gradiva/Gradiva%20za%20vec%20predmetov/Skripta%20Janko%20Logar/PODP
ORNE%20KONSTRUKCIJE.pdf> [9.1.2016 ]
[13] Recommendations for Design and Analysis of Earth Structures using Geosynthetic
Reinforcements – EBGEO, Translation of the 2nd German Edition, 2011, German
Geotechnical Society, Technische Universität München, München
[14] Simrajh, D., 2013, Podporni zid cestnega nasipa izveden po tehnologiji armirane
zemljine, Univerza v Mariboru, Fakulteta za grabeništvo, Maribor
[15] SIST EN 1997-1, Evrokod 7: Geotehnično projektiranje – 1.del: Splošna pravila,
2005, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana
[16] Soil Mechanics, Dostopno na:
<http://www.boeingconsult.com/tafe/bcg5005/SoilMechanics.html> [15.1.2016]
[17] Vukadin, V., Modeliranje obnašanja mehkih kamnin in trdih zemljin, Inštitut za
rudarstvo, geotehnologijo in okolje, Dostopno na: <http://www.sloged.si/wp-
content/uploads/zborniki%20sukljetovih%20dnevov/8/3.pdf> [6.6.2016]
[18] Žlender, B., Vrecl Kojc, H, Dolinar, B, 2013, Osnove temeljenja, Univerza v
Mariboru, Fakulteta za gradbeništvo, Maribor
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 128
10 PRILOGE
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 129
10.1 Geomehanske preiskave
Priloga 10.1: Granulometrijski diagram
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 130
Priloga 10.2: Premica strižne trdnosti V1-1
Priloga 10.3: Premica strižne trdnosti V1-2
Priloga 10.4: Premica strižne trdnosti V1-3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 131
Priloga 10.5: Diagram enoosne tlačne trdnosti V1-1
Priloga 10.6: Diagram enoosne tlačne trdnosti V1-2
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 132
Priloga 10.7: Diagram enoosne tlačne trdnosti V2-1
Priloga 10.8: Diagram enoosne tlačne trdnosti V2-2
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 133
10.2 Geotehnična analiza kamnite zložbe
10.2.1 Vhodni podatki
Projektni pristop 2
Vplivi Karakteristike tal
stalni spremenljivi tan φ´ c´ cu qu1)
neugodni ugodni neugodni ugodni
γG;dst γG;stb γQ;dst γQ;stb γφ γc γcu γqu
1,35 1,00 1,50 0 1,00 1,00 1,00 1,00
nosilnost odpornost
na zdrs zemeljski
odpor
γR;v γR;h γR;e
1,40 1,10 1,40
Geometrija
H = 4,00 m b = 2,00 m c = 0,70 m α = 0,00 deg β = 0,00 deg
γkam. = 23,00 kN/m3
Zemljina
φ = 32,00 deg c = 0,00 kPa δ = 2/3φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Hribina
φ = 35,00 deg c = 30,00 kPa δ = φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 134
Obtežbe Zemeljski pritisk
ugodno neugodno
Eag =
Eagh = 38,94 52,57 kN/m´
Eagv = 15,21 20,53 kN/m´
Dodatna obtežba
p= 5,00 6,75 kN/m´
Zemeljski pritisk zaradi dod. obtežbe
Eap =
Eaph = 5,12 6,92 kN/m´
Eapv = 2,00 2,70 kN/m´
Lastna teža
G rx Mx ry My G1 64,4 1,65 106,26 2 128,8 G2 59,8 0,87 52,026 1,33 79,534
G 124,20 1,27 158,29 1,68 208,33
10.2.2 Prevrnitev in zdrs
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 0,70 4,00 23,00 64,40 1,65 106,26 2,00 128,82,00 1,30 4,00 23,00 59,80 0,87 52,03 1,33 79,534
23,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0 23,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0 124,20 1,27 158,29 1,68 208,334
h = 4,00 m
b = 2,00 m
xg = 1,27 m
yg = 1,68 m
rEagh = 1,33 m
rEagv = 2,00 m
rEaph = 2,00 m
rEaph = 2,00 m
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 135
p = 5,00 kN/m´ α = 0,00 deg β = 0,00 deg δ = 21,33 deg ϕ = 32,00 deg
ϕhri. = 35,00 deg
Ka = 0,26
γpol. = 23,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Kagh = 0,26 Kagv = 0,10
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´ h = 4,00 m h = 4,00 m α = 0,00 deg α = 0,00 deg β = 0,00 deg β = 0,00 deg
δ = 21,33 deg δ = 21,33 deg
Eagh = 38,94 52,57 kN/m´ Eaph = 5,12 6,92 kN/m´ Eagv = 15,21 20,53 kN/m´ Eapv = 2,00 2,70 kN/m´
Prevrnitev
∑MA = 108,95
Vd = 141,41
xR = 0,77
e = 0,23 b = 0,33
σL = 119,39
σD = 22,02
Zdrs
Hd = 59,49 Vd = 141,41
Rd = 90,01 f = 0,66
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 136
10.2.3 Nosilnost temeljnih tal
φ = 35,00 deg B = 2,00 m e = 0,23 m
B` = 1,54 m L = 1000,00 m m = 2,00 m H = 59,49 kN V = 190,90 kN γ = 19,00 deg c = 30,00 kPa
q = 19,00 kN/m3
R/γR;v = 1621,76 c = 800,37 q = 373,94 γ = 300,02 R = 2270,47 c` = 30,00 q` = 19,00 γ` = 19,00
X = 1474,33 Nc = 46,12 Nq = 33,29 B` = 1,54
A` = 1,54 bc = 1,00 bq = 1,00 Nγ = 45,22
f = 0,12 sc = 1,00 sq = 1,00 bγ = 1,00
ic = 0,58 iq = 0,59 sγ = 1,00
iγ = 0,45
10.2.4 Nosilnost na pobočju
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 137
ϕ = 35 deg ϕd = 35,0 deg
l = 1000 m c = 30 kPa cd = 30,0 kPa
e = 0,23 m cu = 0 kPa cud = 0,0 kPa b = 2 m
D = 0 m Ez = 6500 kPa
β = 25 deg νz = 0,3
ν = 0 deg γz = 19 kN/m3
H = 44,07 kN Eb = 28 GPa Hd = 59,5 kN
V = 141,41 kN γb = 23 kN/m3 Vd = 190,9 kN
f = 0,75 g q c
qd = 165,45 kPa 42,05 154,00 -30,60
Rd = 254,79 kN 64,76 237,16 -47,13
Vd = 190,90 kN
Nq = 33,30 B = 1,54 m
Ng = 33,92 L = 1000 m
sq = 1,00 bq = 1,000
sg = 1,00 bg = 1,000
dq = 1,00
k = 0,21
iq = 0,57 gq = 0,265
ig = 0,45 gg = 0,265
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 138
10.3 Geotehnična analiza gabionskega zidu
10.3.1 Vhodni podatki
Projektni pristop 2
Vplivi Karakteristike tal
stalni spremenljivi tan φ´ c´ cu qu1)
neugodni ugodni neugodni ugodni
γG;dst γG;stb γQ;dst γQ;stb γφ γc γcu γqu
1,35 1,00 1,50 0 1,00 1,00 1,00 1,00
nosilnost odpornost
na zdrs zemeljski
odpor
γR;v γR;h γR;e
1,40 1,10 1,40
Geometrija
H = 4,16 m b = 2,50 m
bα = 2,49 m
b1 = 1,00 m
b2 = 1,50 m
b3 = 2,00 m
b4 = 2,50 m α = 6,00 deg β = 85,27 deg ε = 0,00 deg
γpol. = 17,00 kN/m3
Zemljina
φ = 32,00 deg c = 0,00 kPa δ = 0,9* φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Hribina
φ = 35,00 deg c = 30,00 kPa δ = φ deg
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 139
γzem. = 19,00 kN/m3 Obtežbe Zemeljski pritisk
Ugodno Neugodno
Eag = 53,90 72,77
Eagh = 45,35 61,22 kN/m´
Eagv = 29,14 39,35 kN/m´
Dodatna obtežba
p= 5,00 6,75 kN/m´
Zemeljski pritisk zaradi dod. obtežbe
Eap = 6,82 9,21
Eaph = 5,74 7,75 kN/m´
Eapv = 3,69 4,98 kN/m´
Lastna teža
G rx Mx ry My G1 42,50 1,25 53,125 0,5 21,25 G2 34,00 1,25 42,5 1,5 51 G3 25,50 1,25 31,875 2,5 63,75 G4 17,00 1,25 21,25 3,5 59,5
G 119,00 1,25 148,75 1,31 195,50
10.3.2 Prevrnitev in zdr
φ = 32,00 deg α = 6,00 deg β = 85,27 deg δ = 28,00 deg ε = 0,00 deg
X = 3,03
Kagh 0,33
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 1,00 1,00 17,00 17,00 1,25 21,25 3,50 59,52,00 1,50 1,00 17,00 25,50 1,25 31,88 2,50 63,753,00 2,00 1,00 17,00 34,00 1,25 42,50 1,50 514,00 2,50 1,00 17,00 42,50 1,25 53,13 0,50 21,25
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 140
119,00 1,25 148,75 1,64 195,5
h = 4,16 m
bw = 2,50 m
xg = 1,25 m
yg = 1,64 m
Xg = 1,41 m
dh,soil = 1,49 m
dh = 1,23 m
bv = 2,36 m p = 5,00 kN/m´ α = 6,00 deg β = 85,27 deg δ = 28,00 deg ϕ = 32,00 deg
ϕgab. = 35,00 deg
Ka = 0,33
γpol. = 17,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3 hs (po/γ)
= 0,36
Kagh = 0,33
Kagh = 0,33 Kagv = 0,13
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´
h = 4,16 m h = 4,16 m α = 6,00 deg α = 6,00 deg δ = 28,00 deg β = 85,27 deg β = 85,27 deg δ = 28,00 deg
Ea = 53,90 72,77 kN/m´ Eap = 6,82 9,21 kN/m´ Eah = 45,35 61,22 kN/m´ Eaph = 5,74 7,75 kN/m´ Eav = 29,14 39,35 kN/m´ Eapv = 3,69 4,98 kN/m´
Prevrnitev
Mo = 84,58
Mr = 245,96
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 141
Fo = 2,91 f = 0,34
Zdrs
N = 151,83 Hd = 68,96T = 68,96 Vd = 151,83
Rd = 96,65Fs = 1,39 f = 0,71
e = 0,19
σL = 88,01
σD = 33,46
10.3.3 Nosilnost temeljnih tal
φ = 35,00 deg B = 2,50 m e = 0,19 m
B` = 2,12 m L = 1000,00 m m = 2,00 m H = 68,97 kN V = 204,98 kN γ = 19,00 deg c = 30,00 kPa
q = 19,00 kN/m3
R/γR;v = 2393,79 c = 797,45 q = 372,65 γ = 410,70 R = 3351,31 c` = 30,00 q` = 19,00 γ` = 19,00
X = 1580,81 Nc = 46,12 Nq = 33,29 B` = 2,12
A` = 2,12 bc = 1,00 bq = 1,00 Nγ = 45,22
f = 0,09 sc = 1,00 sq = 1,00 bγ = 1,00
ic = 0,58 iq = 0,59 sγ = 1,00
iγ = 0,45
10.3.4 Nosilnost na pobočju
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 142
ϕ = 35 deg ϕd = 35,0 deg
l = 1000 m c = 30 kPa cd = 30,0 kPa
e = 0,19 m cu = 0 kPa cud = 0,0 kPa b = 2,5 m
D = 0 m Ez = 6500 kPa
β = 25 deg νz = 0,3
ν = 0 deg γz = 19 kN/m3
H = 51,09 kN Eb = 28 GPa Hd = 69,0 kN
V = 151,84 kN γb = 23,5 kN/m3 Vd = 205,0 kN
f = 0,53 g q c
qd = 182,59 kPa 58,38 154,81 -30,60
Rd = 387,09 kN 123,77 328,20 -64,88
Vd = 204,98 kN
Nq = 33,30 B = 2,12 m
Ng = 33,92 L = 1000 m
sq = 1,00 bq = 1,000
sg = 1,00 bg = 1,000
dq = 1,00
k = 0,21
iq = 0,57 gq = 0,265
ig = 0,45 gg = 0,265
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 143
10.3.5 Kontrola po posameznih gabionskih nizih
1 m
φ = 32,00 deg α = 6,00 deg β = 96,00 deg δ = 28,00 deg ε = 0,00 deg
X = 2,91
Kagh 0,24
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 1,00 1,00 17,00 17,00 0,50 8,50 0,50 8,52,00 17,00 0,00 0,00 03,00 17,00 0,00 0,00 04,00 17,00 0,00 0,00 0
17,00 0,50 8,50 0,50 8,5
h = 1,04 m
bw = 1,00 m
xg = 0,50 m
yg = 0,50 m
Xg = 0,55 m
dh,soil = 0,42 m
dh = 0,31 m
bv = 1,04 m p = 5,00 kN/m´ α = 6,00 deg β = 96,00 deg δ = 28,00 deg ϕ = 32,00 deg
ϕgab. = 35,00 deg
Ka = 0,24
γpol. = 17,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3 hs (po/γ)
= 0,36
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 144
Kagh = 0,24
Kagh = 0,24 Kagv = 0,10
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´
h = 1,04 m h = 1,04 m α = 6,00 deg α = 6,00 deg δ = 28,00 deg β = 96,00 deg β = 96,00 deg δ = 28,00 deg
Ea = 2,47 3,33 kN/m´ Eap = 1,25 1,69 kN/m´ Eah = 2,29 3,09 kN/m´ Eaph = 1,16 1,56 kN/m´ Eav = 0,92 1,25 kN/m´ Eapv = 0,47 0,63 kN/m´
Prevrnitev
Mo = 1,45
Mr = 10,79
Fo = 7,42 f = 0,13
Zdrs
N = 18,39 Hd = 4,65T = 4,65 Vd = 18,39
Rd = 11,71Fs = 3,21 f = 0,40
2 m
φ = 32,00 deg α = 6,00 deg β = 88,87 deg δ = 28,00 deg ε = 0,00 deg
X = 2,98
Kagh 0,30
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 1,00 1,00 17,00 17,00 0,75 12,75 1,50 25,52,00 1,50 1,00 17,00 25,50 0,75 19,13 0,50 12,753,00 17,00 0,00 0,00 04,00 17,00 0,00 0,00 0
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 145
42,50 0,75 31,88 0,90 38,25
h = 2,08 m
bw = 1,50 m
xg = 0,75 m
yg = 0,90 m
Xg = 0,84 m
dh,soil = 0,78 m
dh = 0,62 m
bv = 1,48 m p = 5,00 kN/m´ α = 6,00 deg β = 88,87 deg δ = 28,00 deg ϕ = 32,00 deg
ϕgab. = 35,00 deg
Ka = 0,30
γpol. = 17,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3 hs (po/γ)
= 0,36
Kagh = 0,30
Kagh = 0,30 Kagv = 0,12
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´
h = 2,08 m h = 2,08 m α = 6,00 deg α = 6,00 deg δ = 28,00 deg β = 88,87 deg β = 88,87 deg δ = 28,00 deg
Ea = 12,16 16,41 kN/m´ Eap = 3,08 4,15 kN/m´ Eah = 10,62 14,34 kN/m´ Eaph = 2,69 3,63 kN/m´ Eav = 5,92 7,99 kN/m´ Eapv = 1,50 2,02 kN/m´
Prevrnitev
Mo = 11,22
Mr = 46,65
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 146
Fo = 4,16 f = 0,24
Zdrs
N = 49,92 Hd = 17,96T = 17,96 Vd = 49,92
Rd = 31,77Fs = 1,88 f = 0,57
3 m
φ = 32,00 deg α = 6,00 deg β = 86,54 deg δ = 28,00 deg ε = 0,00 deg
X = 3,01
Kagh 0,32
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 1,00 1,00 17,00 17,00 1,00 17,00 2,50 42,52,00 1,50 1,00 17,00 25,50 1,00 25,50 1,50 38,253,00 2,00 1,00 17,00 34,00 1,00 34,00 0,50 174,00 17,00 0,00 0,00 0
76,50 1,00 76,50 1,28 97,75
h = 3,12 m
bw = 2,00 m
xg = 1,00 m
yg = 1,28 m
Xg = 1,13 m
dh,soil = 1,14 m
dh = 0,93 m
bv = 1,92 m p = 5,00 kN/m´ α = 6,00 deg β = 86,54 deg δ = 28,00 deg ϕ = 32,00 deg
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 147
ϕgab. = 35,00 deg
Ka = 0,32
γpol. = 17,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3 hs (po/γ)
= 0,36
Kagh = 0,32
Kagh = 0,32 Kagv = 0,13
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´
h = 3,12 m h = 3,12 m α = 6,00 deg α = 6,00 deg δ = 28,00 deg β = 86,54 deg β = 86,54 deg δ = 28,00 deg
Ea = 29,24 39,48 kN/m´ Eap = 4,93 6,66 kN/m´ Eah = 24,94 33,67 kN/m´ Eaph = 4,21 5,68 kN/m´ Eav = 15,26 20,60 kN/m´ Eapv = 2,57 3,48 kN/m´
Prevrnitev
Mo = 36,50
Mr = 120,55
Fo = 3,30 f = 0,30
Zdrs
N = 94,34 Hd = 39,35T = 39,35 Vd = 94,34
Rd = 60,05Fs = 1,55 f = 0,66
10.3.6 Izračun potrebnega premera žice
ϕgab. = 45,00 deg
hgab. = 1,00 m z = 3,50 m
fj,d = 55,00 kN/cm2
γs = 1,15
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 148
fj,d = 47,83 kN/cm2 p= 5,00 kN/m´
γz = 19,00 kN/m3
σv = 96,53 kPa
Ka = 0,17
pa = 16,56 kPa
p = 56,54 kPa T = 28,27 kN/m´
A = 0,59 cm2/m´
A/10 = 0,06 cm2
d10 = 2,74 mm
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 149
10.4 Geotehnična analiza brežine iz armirane zemljine
10.4.1 Vhodni podatki
Projektni pristop PP2
Vplivi Karakteristike tal
stalni spremenljivi tan φ´ c´ cu qu1)
neugodni ugodni neugodni ugodni
γG;dst γG;stb γQ;dst γQ;stb γφ γc γcu γqu
1,35 1,00 1,50 0 1,00 1,00 1,00 1,00
nosilnost odpornost
na zdrs zemeljski
odpor
γR;v γR;h γR;e
1,40 1,10 1,40
Geometrija
H = 4,00 m b = 3,60 m c = 1,80 m α = 0,00 deg β = 0,00 deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Zemljina
φ = 32,00 deg c = 0,00 kPa δ = 2/3φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Hribina
φ = 35,00 deg c = 30,00 kPa δ = φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 150
Obtežbe Zemeljski pritisk
Ugodno Neugodno
Eag =
Eagh = 38,94 52,57 kN/m´
Eagv = 15,21 20,53 kN/m´
Dodatna obtežba
p = 5,00 6,75 kN/m´ P = 9,00 12,15 kN
Zemeljski pritisk zaradi dod. obtežbe
Eap =
Eaph = 5,12 6,92 kN/m´
Eapv = 2,00 2,70 kN/m´
Lastna teža
G rx Mx ry My G1 136,80 2,70 369,36 2,00 273,60 G2 68,40 1,20 82,08 1,33 90,97
G 205,20 2,20 451,44 1,78 364,57
10.4.2 Prevrnitev in zdrs
φ = 32,000 deg α = 0,000 deg β = 0,000 deg δ = 21,330 deg X = 2,807
Kagh 0,256
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 1,80 4,00 19,00 136,80 2,70 369,36 2,00 273,62,00 1,80 4,00 19,00 68,40 1,20 82,08 1,33 90,972
19,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0 19,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0 205,20 2,20 451,44 1,78 364,572
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 151
h = 4,00 m
b = 3,60 m
xg = 2,20 m
yg = 1,78 m
rEagh = 1,33 m
rEagv = 2,00 m
rEaph = 3,60 m
rEaph = 3,60 m
rp = 2,70 m p = 5,00 kN/m´ α = 0,00 deg β = 0,00 deg δ = 21,33 deg ϕ = 32,00 deg
ϕhri. = 35,00 deg
Ka = 0,26
γpol. = 23,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Kagh = 0,26 Kagv = 0,10
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´ h = 4,00 m h = 4,00 m α = 0,00 deg α = 0,00 deg β = 0,00 deg β = 0,00 deg
δ = 21,33 deg δ = 21,33 deg Eagh = 38,94 52,57 kN/m´ Eaph = 5,12 6,92 kN/m´ Eagv = 15,21 20,53 kN/m´ Eapv = 2,00 2,70 kN/m´
P = 9,00 12,15 kN
Prevrnitev
∑MA = 453,93
Vd = 231,41
xR = 1,96
e = -0,16
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 152
b = 0,60
σL = 46,96
σD = 81,59
Zdrs
Hd = 59,49Vd = 231,41
Rd = 131,45f = 0,45
10.4.3 Nosilnost temeljnih tal
φ = 35,00 deg B = 3,60 m e = 0,16 m
B` = 3,28 m L = 1000,00 m m = 2,00 m H = 59,49 kN V = 312,40 kN γ = 19,00 deg c = 30,00 kPa
q = 19,00 kN/m3
R/γR;v = 5708,82 c = 1035,71 q = 478,31 γ = 922,67 R = 7992,35 c` = 30,00 q` = 19,00 γ` = 19,00
X = 2436,69 Nc = 46,12 Nq = 33,29 B` = 3,28
A` = 3,28 bc = 1,00 bq = 1,00 Nγ = 45,22
f = 0,05 sc = 1,00 sq = 1,00 bγ = 1,00
ic = 0,75 iq = 0,75 sγ = 1,00
iγ = 0,66
10.4.4 Nosilnost na pobočju
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 153
ϕ = 35 deg ϕd = 35,0 deg
l = 1000,00 m c = 30 kPa cd = 30,0 kPa
e = 0,16 m cu = 0 kPa cud = 0,0 kPa b = 3,60 m
D = 0,00 m Ez = 6500 kPa
β = 25,00 deg νz = 0,3
ν = 0,00 deg γz = 19 kN/m3
H = 44,07 kN Eb = 28 GPa Hd = 59,5 kN
V = 231,41 kN γb = 19 kN/m3 Vd = 312,4 kN
f = 0,32 g q c
qd = 298,34 kPa 130,10 198,85 -30,60
Rd = 978,57 kN 426,73 652,22 -100,38
Vd = 312,40 kN
Nq = 33,30 B = 3,28 m
Ng = 33,92 L = 1000 m
sq = 1,00 bq = 1,000
sg = 1,00 bg = 1,000
dq = 1,00
k = 0,12
iq = 0,74 gq = 0,265
ig = 0,65 gg = 0,265
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 154
10.4.5 Kontrola horizontalnih elementov
H = 4,00 m φ = 32,00 deg φ = 32,00 deg B = 3,60 m α = 0,00 deg α = 0,00 deg p = 5,00 6,75 kN/m´ β = 0,00 deg β = 0,00 deg
γ = 19,00 25,65 kN/m3 δ = 21,33 deg δ = 0,00 deg
Kagh = 0,26 X = 2,81 X = 2,34
Kagh = 0,26 Kagh = 0,31
Skupna horizontalna obremenitve glede na naklonski kot porušnice
4,00 3,60 gG;dst 4,00 3,60 + + - 3,60 gG;dst gG;dst gG;dst
θ Hθ Bθ G 1,35 Hθ Bθ G1 G2 G3 PB P 1,35 Eagh Eagv Eaph Eapv Eah 1,35 Eav 1,35 Fi 40,00 3,02 4,77 101,89 137,55 3,02 3,60 103,31 66,98 68,40 1,80 9,00 12,15 2,33 0,91 1,25 0,49 3,59 4,84 1,40 1,89 26,15 41,00 3,13 4,60 98,17 132,53 3,13 3,60 107,03 59,55 68,40 1,80 9,00 12,15 1,84 0,72 1,12 0,44 2,96 4,00 1,16 1,56 27,16 42,00 3,24 4,44 94,34 127,36 3,24 3,60 110,86 51,88 68,40 1,80 9,00 12,15 1,40 0,55 0,97 0,38 2,37 3,20 0,93 1,25 28,02 43,00 3,36 4,29 90,39 122,02 3,36 3,60 114,81 43,98 68,40 1,80 9,00 12,15 1,01 0,39 0,82 0,32 1,83 2,47 0,71 0,96 28,74 44,00 3,48 4,14 86,30 116,51 3,48 3,60 118,90 35,81 68,40 1,80 9,00 12,15 0,67 0,26 0,67 0,26 1,34 1,81 0,52 0,71 29,30 45,00 3,60 4,00 82,08 110,81 3,60 3,60 123,12 27,36 68,40 1,80 9,00 12,15 0,39 0,15 0,51 0,20 0,90 1,22 0,35 0,48 29,71 46,00 3,73 3,86 77,71 104,90 3,73 3,60 127,49 18,61 68,40 1,80 9,00 12,15 0,18 0,07 0,35 0,14 0,53 0,71 0,21 0,28 29,97 47,00 3,86 3,73 73,17 98,78 3,86 3,60 132,03 9,54 68,40 1,80 9,00 12,15 0,05 0,02 0,18 0,07 0,23 0,31 0,09 0,12 30,06 48,00 4,00 3,60 68,46 92,42 4,00 3,60 136,74 0,12 68,40 1,80 9,00 12,15 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 29,99 49,00 4,14 3,48 63,73 86,04 4,00 3,48 132,13 0,00 68,40 1,68 8,39 11,32 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 29,77 50,00 4,29 3,36 59,14 79,84 4,00 3,36 127,54 0,00 68,40 1,56 7,78 10,51 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 29,36
55,00 5,14 2,80 38,03 51,34 4,00 2,80 106,43 0,00 68,40 1,00 5,00 6,76 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 24,66
Izračun hor. nosilnosti za obravnavano porušnico (θ=47°) Kontrola čelnih elementov (θ=47°)
n z h
(m) La (m) RA,id
(kN/m) RB,d Rd Kagh
= 0,31 n z h ng nq lv ef Ef Rd,i
1 0,00 4,00 3,6 195,41 11,90 11,90 γz = 19 1 0,00 4,00 0,50 1,00 0,40 17,84 7,13 11,90
2 0,40 3,60 3,42 167,07 11,90 11,90 p = 5 2 0,40 3,60 0,50 1,00 0,40 16,26 6,50 11,90
3 0,80 3,20 3,24 140,69 7,14 7,14 3 0,80 3,20 0,50 1,00 0,40 14,68 5,87 7,14 4 1,20 2,80 3,06 116,27 7,14 7,14 4 1,20 2,80 0,50 1,00 0,40 13,11 5,24 7,14 5 1,60 2,40 2,88 93,80 7,14 7,14 5 1,60 2,40 0,50 1,00 0,40 11,53 4,61 7,14 6 2,00 2,00 2,7 73,28 7,14 7,14 6 2,00 2,00 0,50 1,00 0,40 9,96 3,98 7,14 7 2,40 1,60 2,52 54,71 7,14 7,14 7 2,40 1,60 0,50 1,00 0,40 8,38 3,35 7,14 8 2,80 1,20 2,34 38,10 7,14 7,14 8 2,80 1,20 1,00 1,00 0,40 11,53 4,61 7,14 9 3,20 0,80 2,16 23,45 4,76 4,76 9 3,20 0,80 1,00 1,00 0,40 8,38 3,35 4,76
10 3,60 0,40 1,98 10,75 4,76 4,76 10 3,60 0,40 1,00 1,00 0,40 5,23 2,09 4,76
∑ 913,53 76,16 76,16 ∑ 46,76 76,16
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 155
10.5 Geotehnična analiza lesene kašte
10.5.1 Vhodni podatki
Projektni pristop 2
Vplivi Karakteristike tal
stalni spremenljivi tan φ´ c´ cu qu1)
neugodni ugodni neugodni ugodni
γG;dst γG;stb γQ;dst γQ;stb γφ γc γcu γqu
1,35 1,00 1,50 0 1,00 1,00 1,00 1,00
nosilnost odpornost
na zdrs zemeljski
odpor
γR;v γR;h γR;e
1,40 1,10 1,40
Geometrija
H = 4,00 m b = 2,70 m
bpol. = 2,00 m c = 1,40 m
cpol. = 0,70 m α = 0,00 deg β = 0,00 deg
γpol. = 17,00 kN/m3
Zemljina
φ = 32,00 deg c = 0,00 kPa δ = 2/3φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Hribina
φ = 35,00 deg c = 30,00 kPa δ = φ deg
γzem. = 19,00 kN/m3
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 156
Obtežbe Zemeljski pritisk
Ugodno Neugodno
Eag =
Eagh = 38,94 52,57 kN/m´
Eagv = 15,21 20,53 kN/m´
Dodatna obtežba
p= 5,00 6,75 kN/m´
Zemeljski pritisk zaradi dod. obtežbe
Eap =
Eaph = 5,12 6,92 kN/m´
Eapv = 2,00 2,70 kN/m´
Lastna teža
G rx Mx ry My G1 44,20 0,87 38,31 1,33 58,79 G2 47,60 1,65 78,54 2,00 95,20
G 91,80 1,27 116,85 1,68 153,99
10.5.2 Prevrnitev in zdrs
φ = 32,000 deg α = 0,000 deg β = 0,000 deg δ = 21,330 deg X = 2,807
Kagh 0,256
n uw ud γpol. Wg rx Mx ry My
1,00 1,30 4,00 17,00 44,20 0,87 38,31 1,33 58,792,00 0,70 4,00 17,00 47,60 1,65 78,54 2,00 95,20
17,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 17,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 2,00 91,80 1,27 116,85 1,68 153,99
h = 4,00 m
b = 2,70 m
xg = 1,62 m
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 157
yg = 1,68 m
rEagh = 1,33 m
rEagv = 2,70 m
rEaph = 2,00 m
rEapv = 2,70 m p = 5,00 kN/m´ α = 0,00 deg β = 0,00 deg δ = 21,33 deg ϕ = 32,00 deg
ϕhri. = 35,00 deg
Ka = 0,26
γpol. = 17,00 kN/m3
γz = 19,00 kN/m3
Kagh = 0,26
Kagh = 0,26 Kagv = 0,10
γ = 19,00 25,65 kN/m3 p = 5,00 6,75 kN/m´ h = 4,00 m h = 4,00 m α = 0,00 deg α = 0,00 deg β = 0,00 deg β = 0,00 deg
δ = 21,33 deg δ = 21,33 deg
Eah = 38,94 52,57 kN/m´ Eaph = 5,12 6,92 kN/m´ Eav = 15,21 20,53 kN/m´ Eapv = 2,00 2,70 kN/m´
Prevrnitev
∑MA = 111,68 Mo = 83,75
Vd = 109,01 Mr = 195,43
xR = 1,02 Fo = 2,33
f = 0,43e = 0,33 b = 0,45
σL = 79,79
σD = 0,96
Zdrs
Hd = 59,49
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 158
Vd = 109,01
Rd = 69,39f = 0,86
10.5.3 Nosilnost temeljnih tal
φ = 35,00 deg B = 2,70 m e = 0,33 m
B` = 1,34 m L = 1000,00 m m = 2,00 m H = 59,49 kN V = 147,16 kN γ = 19,00 deg c = 30,00 kPa
q = 19,00 kN/m3
R/γR;v = 1149,23 c = 676,35 q = 318,95 γ = 205,38 R = 1608,92 c` = 30,00 q` = 19,00 γ` = 19,00
X = 1200,68 Nc = 46,12 Nq = 33,29 B` = 1,34
A` = 1,34 bc = 1,00 bq = 1,00 Nγ = 45,22
f = 0,13 sc = 1,00 sq = 1,00 bγ = 1,00
ic = 0,49 iq = 0,50 sγ = 1,00
iγ = 0,36
10.5.4 Nosilnost na pobočju
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 159
ϕ = 35 deg ϕd = 35,0 deg
l = 1000,00 m c = 30 kPa cd = 30,0 kPa
e = 0,33 m cu = 0 kPa cud = 0,0 kPa b = 2,00 m
D = 0,00 m Ez = 6500 kPa
β = 25,00 deg νz = 0,3
ν = 0,00 deg γz = 19 kN/m3
H = 44,07 kN Eb = 28 GPa Hd = 59,5 kN
V = 109,01 kN γpol. = 17 kN/m3 Vd = 147,2 kN
f = 0,84 g q c
qd = 131,52 kPa 29,37 132,76 -30,60
Rd = 176,24 kN 39,35 177,89 -41,01
Vd = 147,16 kN
Nq = 33,30 B = 1,34 m
Ng = 33,92 L = 1000 m
sq = 1,00 bq = 1,000
sg = 1,00 bg = 1,000
dq = 1,00
k = 0,26
iq = 0,49 gq = 0,265
ig = 0,36 gg = 0,265
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 160
10.6 Analiza globalne stabilnosti za kamnito zložbo
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 161
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 162
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 163
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 164
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 165
10.7 Seznam slik
Slika 1.1: Lokacija podpornega zidu ................................................................................... 16
Slika 2.1: Geološka karta eruptivnega masiva..................................................................... 21
Slika 2.2: Obstoječi podporni zid ........................................................................................ 22
Slika 2.3: Lokacija opornega zidu na lidarskem posnetku .................................................. 23
Slika 4.1: Osnovne količine pri statični presoji ................................................................... 32
Slika 4.2: Priporočene vrednosti delnih faktorjev za PP1 (Farmer, Holmes 2016). ............ 37
Slika 4.3: Obtežba glede na prometno obremenitev (Farmer, Holmes 2016). .................... 37
Slika 4.4: Potrebni podatki za načrtovanje zidu iz gabionov (povzeto po Farmer, Holmes
2016) ............................................................................................................................ 38
Slika 4.5: Legopis sil delujočih na gabionski zid (povzeto po Farmer, Holmes 2016) ....... 43
Slika 5.1: Primeri konstrukcij iz armiranih zemljin (EBGEO 2011) .................................. 49
Slika 5.2: Karakteristični σ/ε diagrami za posamezne materiale (EBGEO 2011) ............... 54
Slika 5.3: Karakteristične kratkotrajne natezne napetosti geosintetikov (EBGEO 2011) ... 55
Slika 5.4: Primer ocene kratkotrajne osne togosti Jk za dve območji raztezka na podlagi σ/ε
diagrama (EBGEO 2011) ............................................................................................ 56
Slika 5.5: Faktor izkoriščenosti glede na čas (EBGEO 2011) ............................................ 58
Slika 5.6: Redukcijski faktor A1 (EBGEO 2011) ................................................................ 59
Slika 5.7: Določitev »isochron« na podlagi porušitvenih krivulj (EBGEO 2011) .............. 59
Slika 5.8: Primer uporabe »isochron« (EBGEO 2011) ....................................................... 60
Slika 5.9: Primera »isochron« za geosintetika iz PEHD in PET (EBGEO 2011) ............... 61
Slika 5.10: Redukcijski faktorji A4 za območje 4 < pH < 9 (EBGEO 2011) ..................... 63
Slika 5.11: Maksimalna dovoljena izpostavljenost geosintetika (EBGEO 2011) ............... 64
Slika 5.12: Koeficient kompozita za situaciji A in B (EBGEO 2011) ................................ 66
Slika 5.13: Analize mejnih stanj po DIN 1054 (EBGEO 2011) ......................................... 68
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 166
Slika 5.14: Dimenzije konstrukcij iz armiranih zemljin (EBGEO 2011) ........................... 69
Slika 5.15: Delni varnosti faktorji (EBGEO 2011) ............................................................. 72
Slika 5.16: Oznake in geometrija zadrževalne konstrukcije (EBGEO 2011) ..................... 73
Slika 5.17: Primer aktivne in pasivne cone armirane zemljine (EBGEO 2011) ................. 74
Slika 5.19: Drsne ravnine skozi in okoli zadrževalne konstrukcije (EBGEO 2011) .......... 75
Slika 5.20: Mejna stanja (EBGEO 2011) ............................................................................ 76
Slika 5.21: Pregled mejnih stanj (EBGEO 2011) ................................................................ 77
Slika 5.18: Razporeditev sil v zadrževalni konstrukciji (EBGEO 2011) ............................ 78
Slika 5.22: Prikaz obtežb in odporov pri analizi zdrsa (EBGEO 2011) .............................. 81
Slika 5.23: Sile pri analizi lege in naklona rezultante (EBGEO 2011) ............................... 83
Slika 5.24: Primer dveh kvazi-monolitnih zemeljskih mas (EBGEO 2011) ....................... 83
Slika 5.25: Deformacije konstrukcij iz armirane zemljine (EBGEO 2011) ........................ 87
Slika 5.26: Sile upoštevane pri prevrnitvi lege in naklona rezultante sil (EBGEO 2011) .. 87
Slika 5.27: Elementi za izvedbo čel (EBGEO 2011) .......................................................... 91
Slika 5.28: Kalibracijski faktorji (EBGEO 2011) ............................................................... 92
Slika 5.29: Zemeljski pritisk (EBGEO 2011) ..................................................................... 93
Slika 6.1: Geometrija kamnite zložbe ................................................................................. 96
Slika 6.2: Geometrija zidu iz gabionov ............................................................................... 99
Slika 6.3: Geometrija zidu iz armirane zemljine ............................................................... 102
Slika 6.4: Geometrija lesene kašte .................................................................................... 104
Slika 7.1: Vertikalni prerez ............................................................................................... 109
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 167
10.8 Seznam preglednic
Preglednica 6.1: Karakteristične vrednosti zemljine ........................................................... 95
Preglednica 6.2: Karakteristične vrednosti hribine .............................................................. 96
Preglednica 6.3: Geometrijski podatki ................................................................................ 96
Preglednica 6.4: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine ...................... 97
Preglednica 6.5: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe ............................ 97
Preglednica 6.6: Vrednost dodatne obtežbe ........................................................................ 97
Preglednica 6.7: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije ................................................ 97
Preglednica 6.8: Karakteristične vrednosti zemljine ........................................................... 98
Preglednica 6.9: Karakteristične vrednosti hribine .............................................................. 98
Preglednica 6.10: Geometrijski podatki .............................................................................. 99
Preglednica 6.11: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine .................. 100
Preglednica 6.12: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe ........................ 100
Preglednica 6.13: Vrednost dodatne obtežbe .................................................................... 100
Preglednica 6.14: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije ............................................ 100
Preglednica 6.15: Karakteristične vrednosti zemljine ....................................................... 101
Preglednica 6.16: Karakteristične vrednosti hribine ......................................................... 101
Preglednica 6.17: Geometrijski podatki ............................................................................ 102
Preglednica 6.18: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine .................. 102
Preglednica 6.19: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe ........................ 103
Preglednica 6.20: Vrednosti dodatnih obtežb .................................................................... 103
Preglednica 6.21: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije ............................................ 103
Preglednica 6.22: Karakteristične vrednosti zemljine ....................................................... 104
Preglednica 6.23: Karakteristične vrednosti hribine ......................................................... 104
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 168
Preglednica 6.24: Geometrijski podatki ............................................................................ 105
Preglednica 6.25: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi lastne teže zemljine .................. 105
Preglednica 6.26: Vrednost zemeljskega pritiska zaradi dodatne obtežbe ........................ 105
Preglednica 6.27: Vrednost dodatne obtežbe .................................................................... 105
Preglednica 6.28: Izračun lastne teže in težišča konstrukcije ........................................... 106
Preglednica 7.1: Karakteristične vrednosti ........................................................................ 108
Preglednica 7.2: Rezultati translatorne strižne preiskave po posameznih vzorcih ........... 108
Preglednica 7.3: Klasifikacija naravnih geoloških materialov na osnovi trdnosti ............ 110
Preglednica 7.4: Rezultati enoosne tlačne trdnosti ............................................................ 111
Preglednica 7.5: Mejne vrednosti vodoprepustnosti ......................................................... 111
Preglednica 7.6: Primerjava rezultatov po posameznih podpornih konstrukcijah ............ 112
Preglednica 7.7: Rezultati zdrsa ........................................................................................ 112
Preglednica 7.8: Rezultati prevrnitve ................................................................................ 113
Preglednica 7.9: Rezultati nosilnosti temeljnih tal ............................................................ 113
Preglednica 7.10: Dimenzije in lastna teža podpornih konstrukcij ................................... 114
Preglednica 7.11: Faktor varnosti in izkoriščenosti za posamezne gabionske nize .......... 118
Preglednica 7.12: Maksimalna horizontalna obremenitev pri kotu θ=47° ........................ 120
Preglednica 7.13: Število plasti in projektne natezne vrednosti geosintetikov ................. 120
Preglednica 7.14: Izračun izvlečne nosilnosti in natezne trdnosti geomrež po plasteh .... 121
Preglednica 7.15: Kontrola čel po plasteh ......................................................................... 121
Primerjava sonaravnih težnostnih podpornih konstrukcij in zadrževalnih konstrukcij iz armirane zemljin Stran 169
10.9 Priloge
Priloga 10.1: Granulometrijski diagram ............................................................................ 129
Priloga 10.2: Premica strižne trdnosti V1-1 ...................................................................... 130
Priloga 10.3: Premica strižne trdnosti V1-2 ...................................................................... 130
Priloga 10.4: Premica strižne trdnosti V1-3 ...................................................................... 130
Priloga 10.5: Diagram enoosne tlačne trdnosti V1-1 ........................................................ 131
Priloga 10.6: Diagram enoosne tlačne trdnosti V1-2 ........................................................ 131
Priloga 10.7: Diagram enoosne tlačne trdnosti V2-1 ........................................................ 132
Priloga 10.8: Diagram enoosne tlačne trdnosti V2-2 ........................................................ 132
10.10 Naslov študenta
Aleš Volf
Šentjungert 27b
3201 Šmartno v Rožni dolini