Mehanika tla i temeljenje 2 dio MUSTAFA SELIMOVIC

UNIVERZITET "DZEMAL BlJEDIC" MOSTAR GRABEVINSKI FAKULTET

IS

Ii,

Prof. dr. MUSTAFA SELIMOVIC, dip!. ing. grad.

:a,

MEHANIKA TLA I TEMELJENJE

DIO II TEMELJENJE

MOSTAR ,2000. god. 3

AUTOR: Prof. dr. Mustafa Selimovic, dip!' ing. grad., redovni profesor Gradevinskog fakulteta Univerziteta "Dzemal Bijedic" u Mostaru

Supruzi Rasemi

MEHANIKA TLA I TEMELJENJE dio Il- Temeljenje RECENZENTI: Akademik prof. dr. Dzevad Sarae, dip!. ing. grad., prof. dr. Hamid Dolarevic, dipl. ing. grad.

Starnpano uz finansijsku pomoc Austrijske vlade i WUS-a, Austrija. Printed with the support of the Austrian Federal Chancellery and WUS Austria.

Objavljivanje ovog udZbenika odobrilo je Nastavno - naueno vijece Gradevinskog fakulteta u Mostaru, Odlukom broj: 120-20/99,27.1.1999. godine. IZDAVAC: Gradevinski fakultet Univerziteta "Dzemal Bijedic" u Mostaru Univeriitetsko-sportsko-rekreacioni centar, Mostar UREDNIK: Prof. dr. Mehmed Saric, dip!. ing. grad. LEKTURAI KOREKTURA: Muhamed Sator i Nusret Omerika TEHNICKI UREDNIK I DIZAJNER NASLOVNE STRANE: Salko Pezo, akademski slikar IZRADA CRTEZA: Sead Zebic, grad. teh. KOMPJUTERSKA OBRADA: Lutvo Haznadarevic, dip!. ing. mas. Dragi Tiro, dipl. ing. mas. STAMPA: IC Mostar, Mostar TIRAZ:500

....

Izdavanje ovog udZbenika finansijski su potpomogli i : ~ Elektroprivreda BiH, Sarajevo, Hidroelektrane na Neretvi, Jablanica. ~ Preduzece za puteve "Mostar:', Mostar ~ J.P. "Vodovod", Mostar > J.P. "Komos", Mostar ~ G.P. "Hercegovina", Mostar > Autoprevoz, putnicki saobracaj, Mostar > "Sarajevo osiguranje" d.d. Sarajevo, Filijala Mostar > Zavod za zastitu kultumo - historijskog i prirodnog naslijeda, Mostar Autor se svima zahvaljuje.

Cll' - Katalogizacija u publikaciji Nacionalna i univerzitetska biblioteka Bosne i Hercegovine, Sarajevo 624.151/.159(075.8)

SELIMOVlC, Mustafa Mehanika tia i temelje1ue I Mustafa Selimovic. [izrada crteia Sead Zebic]. - Mostar : Gradevinski fakultet, 2000. - Dio <2> : ilustr. ; 24 em Dio 2: Tcmcljenjc. - 658 str. - Bibliografija: str. 619-629 ISBN 9958-9474-3-9 COlllSSIBIH-lD 0 Na osnovu MISLIENJA Federalnog ministarstva obrazovanja, nauke, kulturc i sporta, broj: 04-15-1857/00, od 20.04.2000. godine, knjiga: Mehanika tla i temeljenje" (dio I Mehanika tla) autora prof.dr. Mustafe Selimovicaje proizvod iz clana 19. tacka 13. Zakona 0 porezu na promet proizvoda i usluga na Giji se prome! ne plata porez na promet proizvoda.

2

3

PREDGOVOR Mehanika tta i temeljenje gradevina posljednjih decenija dozivjeli su nagli razvoj, sto je posebno usavrseno upotrebom numerickih metoda i savremene kompjuterske tehnologije, izazivajuCi danas pravu revoluciju u inzenjerskoj praksi. Za prihvacanje novih koncepcija, njihovoga razvoja i unapredivanja potreban je i novi pristup koji ce nas dovesti do rjesenja koja ce bolje odgovarati od nekih dosadasnjih. Pri ovome potrebno je predznanje iz klasicnih metoda i rjesenja iz ove i drugih bliskih disciplina. Iz prakticnih razloga knjiga je podijeljena u dva dijela: "Mehanika tla" i "Temeljenje", koji su se i do sada obieno odvojeno izueavali. Novim nastavnim planom i programom na Gradevinskom fakultetu u Mostaru ove dvije oblasti izucavaju se kroz jedan kolegij, radi eega je namjera autora da se gradivo prezentira objedinjeno. Prvo izdanje knjige "Mehanike t1a" je preradeno, inovirano, dopunjeno i prilagodeno novom sadrfuju ove knjige. Podjela je izvrsena u 13 poglavlja, koja cine zaokrliZenu cjelinu, ali su medusobno povezana u izlaganjima, pojmovima i tematici. Knjiga je namijenjena kako studentima gradevinarstva, arhitekture, rudarstva i inzinjerske geologije kao udzbenik, tako i inzenjerima u praksi na rjesavanju geotehnicke problematike. Radi ovoga je gradivo obradeno sire i potpunije nego sto se moze izloziti na redovnim predavanjima. Prilozeni dijagrami i tabele preuzete iz strane iIi nase literature i prakse mogu korisno posluziti i inZenjerima u praksi. Teoretski dijelovi obradeni su prema klasicnim metodama, novim spoznajama i rezultatima istraZivanja objavljenim u obirnnoj svjetskoj literaturi. Pokusano je da se istakne zasto su potrebne odredene osobine, kako ih determinisati iii izmjeriti, u kojem obimu i kako ih stvamo koristiti u praksi. U prvom dijelu knjige Mehanika tla u sedam poglavlja date su potrebne znacajke mehanike tla kao egzaktne nauke, koje treba upoznati prije razmatranja tehnickih rjesenja za temeljenje objekata. Prva dva poglavlja upucuju studenta iii inzenjera kako da "osjeti" tIo, njegovo ponasanje i osobine, neophodl1e za daljnje poznavanje materije i uspjesan rad u praksi. Putem opstih postavki, Iaboratorijskih i terenskih ispitivanja dolazi se do spoznaje 0 raspodjeli napona, nosivosti i slijeganju t1a, sto je obradeno u trecem poglavlju. Kako voda utjece i efekti njenog djelovanja na tlo i njegovu konsolidaciju prikazano je u cetvrtom poglavlju. Metode odredivanja aktivnog i pasivnog pritiska tla prezentirane su u narednom, petom poglavlju u obimu i na naCine koji omogucuju upotrebu j njihov odabir 5

Sadrzaj

prema terenskim uslovima. U sklopu ove materije obradeni su djelomicno i podzemni pritisci, prema klasicnim teorijama. Sesto poglavlje obuhvaca uzroke pojava nestabilnosti, klasifikaciju i vise metoda proracuna stabilnosti kosina, dok su sedmim poglavljem opisane neke metode ojacanja tla.

MEHANIKA TLA I TEMELJENJE DIOll TEMELJENJE Predgovor ........................................................................... '" '" ..........

U ovom, drugom dijelu knjige, Temeljenje, dati su opsti pnnClpl projektovanja i proracuna temelja, ukljucujuci i osnovne postavke Eurocoda 7, koji se odnosi na geotehnicke radove (poglavlje Vill). Metode i proracun plitkog i dubokog temeljenja obuhvacene su poglavljem devet i deset, a zagati od nasutih materijala u poglavlju jedanaest. Materija je izlozena u sirem obimu tako da je moze shvatiti student pocetnik, a vjerujem da korisno moze posluziti i inzenjerima u praksi. U poglavlju dvanaest obradene su, pored osiguranja iskopa i asanacije kiizista, ankerisanja u tIu i stijenskom masivu, koji se posljednjih decenija veoma intenzivno primjenjuju u gradevinarstvu, rudarstvu, arhitekturi i prilikom zastite objekata. Osnove dinamicki opterecenih temelja i neke druge specificne metode temeljenja obradene su u trinaestom poglavlju jer smatramo, njihovo poznavanje nuznim, prilikom temeljenja i zastite objekata. Ovom knjigom prikazani su klasicni postupci prilikom proracuna i izvodenja temelja, kao i savremene metode i pravci, koji revolucionisu tehniku temeljenja. Ona ima svrhu da stimulira mladi kadar na daljnja proucavanja, razmisljanjai unapredenja, a ne na odbacivanja tradicionaInih metoda gradenja. Cijenim da ce ova knjiga korisno posluziti u poslijeratnoj obnovi i izgradnji zemlje i da ce nadomjestiti sadasnji nedostatak ove strucne literature kod nas. Ako i djelimicno u ovom smislu bude primljena ova knjiga, ona ce ispuniti svoju osnovnu namjenu. Autor je nastojao u knjizi koristiti sto razumljivije i prihvatljivije izraze, 8tO nije bilo jednostavno zbog nepostojanja tradicije i odgovarajucih tennina. Lektori M.Sator i N.Omerika u)ozili su dosta truda da tekst bude pristupacan, citak i jasan. Posebnu zahvalu dugujem recenzentima, akademiku prof. dr. Dzevadu Saracu i prof. dr. Hamidu Dolarevicu, koji su svojim primjedbama i savjetima doprinijeli boljoj obradi j jasnoci pojedinih oblasti. Prof. dT. Mustafa Selimovic Mostar, 2000. godine

6

5

SADRZAJ ......................................................................................... 7 POGLA VLJE VIII OSNOVNI PRINeIPI TEMELJENJA GRAlJEVINSKIH OBJEKATA ....................................................................................... 19 25. UVOD OPTERECENJA I METODE TEMELJENJA ............................ 21 25.1. Specificnosti geotehnickih radova u gradevinskom konstrukterstvu ........................................................................... .. 25.2. OpCi principi projektovanja tetnelja .......................................... .. 25.2.1. Projektovanje temelja proracunom .................................. .. 25.2.2. Ostali nacini projektovanja temeljenja ............................. . 25.2.3. Geotehnicko - inzenjerski izvjestaj i geotehnicke kategorije ...................................................... . 25.3. Opterecenja koja djeluju na temelj ............................................ .. 25.3.1. Glavna opterecenja .......................................................... .. 25.3.2. Dopunska opterecenja ...................................................... .. 25.3.3. Posebna opterecenja ........................................................ .. 25.4. Metode temeljenja ..................................................................... .. 25.4.1. Opcenito 0 plitkom temeljenju ........................................ . 25.4.2. Opcenito 0 dubokom temeljenju ...................................... .

22 24 25 27 27 29 29 30 31 32 32 36

POGLAVLJE IX PLITKO - DIREKTNO TEMELJENJE ........................" .............. . 43 26. KRITERIJI, DIMENZIONIRANJE, SlJJEGANJE I ANALIZE PLITKOG TEMELJENJA ............................•..... 45 26.1. Osnovni kriteriji plitkog temeljenja ............................................. . 26.2. Proracun napona na kontaktnoj povrsini temelja i tla ................ .. 26.3. Dimenzioniranje plitkih temelja ....................................... , ......... .. 26.3.1. Krajnje granicno stanje i granicno stanje upotrebljivosti ................................................................... . 26.3.2. Dopusteno opterecenje prema kriteriju sloma tla.. ........... . 26.3.3. Dopusteno opterecenje prema kriteriju dopustenih sIijeganja ........................................................................... . Temeljenje

45 47 50 50 52 55 7

Sadriaj

Sadriaj

26.3.3.1. Numericke vrijednosti modula deformacija tla ...... 26.3.3.2. Kriterij dopustenih opterecenja za koherentno i nekoherentno tlo..................................................... 26.4. Metode odredivanja slijeganja plitkih temelja ............................. 26.4.1. Proracun trenutnog slijeganja fleksibilnih i krutih plitkih temelja ......................................................... 26.4.2. Procjena slijeganja plitkih temelja na pijesku i sljunku ............................................................................... 26.4.3. Pocetno slijeganje plitkih temelja na zasicenoj glini......... 26.4.4. Slijeganje ekseentricno opterecenih temelja ..................... 26.5. Proracun kontaktnih napona za lineamu raspodjelu ..................... 26.6. Primjena kompjuterskih metoda za analizu i projektovanje plitkih temelja ........................................................ 26.6.1. Metoda konacnih diferencija - razlika ............................. 26.6.2. Metoda konacnih elemenata ..............................................

55 57 60 60 63 65 68 71 81 81 84

27. TEMELJI SAMCI ........•.................................•........................ 87 27.1. Neannirani temelji ...................................................................... 27.2. Armirano - betonski temelji.. ..................................................... 27.3. Ekscentricni temelji .................................................................. 27.4. Arrnirano - betonski temelji U obliku ljuske ............................. 27.4.1. Konusna ljuska .................................................................

87 89 92 94 94

28. TEMELJNI NOSACI................................................•.•.....•....• 97 28.1. Uvodna objasnjenja ...................................................................... 28.2. Temeljni nosaci ispod zidova ....................................................... 28.3. Temeljni nosaci ispod stupova ..................................................... 28.4. ProraCUl1 temeljnih nosaca ............................................................ 28.4.1. Rjesenje za Winklerov poluprostor .................................

97 97 98 102 102

29. TEMELJNE PLOCE .............................................................. 107 29.1. Tipovi i primjena temeljnih ploca .............................................. 29.2. Staticka analiza temeljnih ploca ................................................... 29.2.1. Konvencionalna metoda proracuna ................................... 29.2.2. Aproksimativan metod proracuna fleksibilnih temelja ...............................................................................

107 107 108 110

POGLAVLJEX DUBOKO -INDIREKTNO TEMEUENJE ................................. 115 30. TEMELJENJE NA SIPOVIMA ........................................... 117 8

Teme/jenje

30.1. Opcenito 0 funkciji sipova ........................................................... 117 30.2. Klasiftkacija i konstruktivne pojedinosti sipova ., ....................... 118 30.2.1. Drveni sipovi ...................................................................... 120 30.2.2. Celicni sipovi .................................................................... 123 30.2.3. Prethodno izliveni annirano - betonski i prednapregnuti sipovi ........................................................ 127 30.2.3.1. Zabijeni annirano - betonski sipovi ........................ 127 30.2.3.2. Spojeni prethodno izliveni arrnirano betonski sipovi ........................................................ 132 30.2.3.3. Prednapregnuti annirano betonski sipovi .............. 133 30.2.4. Sipovi koji se izvode na lieu mjesta .................................. 134 30.2.4.1. "Franki" sipovi ......................................................... 135 30.2.4.2. Sistem "Express" sipova .......................................... 137 30.2.4.3. Benoto sipovi .......................................................... 139 30.2.4.4. Sipovi izvedeni busenjem mehanickim svrdlom ................................................................... 142 30.2.4.5. Hidraulicka stabilizacija sipova-suspenzijom ......... 144 30.2.5. Nadglavne annirano - betonske konstrukcije .................... 146 30.3. Zabijanje sipova .......................................................................... 149 30.3.1. Klasicna oprema za zabijanje sipova ................................ 150 30.3.2. Vibraciono zabijanje sipova ............................................. 155 30.3.3. Zabijanje sipova iznad vode ............................................. 156 30.4. Ispitivanje nosivosti sipova .......................................................... 158 30.4.1. Instalacije za ispitivanje sipova ........................................ 159 30.4.2. Metode ispitivanja sipova ................................................. 161 30.4.2.1. Test sa konstantnim prodiranjem sipa (CRP test) ............................................................... 161 30.4.2.2. Ispitivanje sa inkrementima opterecenja odrzavanog do konsolidacije (ML test) ................. 162 30.4.2.3. Kombinovani CRP i ML test ..............................~:: 163 30.4.2.4. Probno opterecenje sajednakim dijelovima sile u trajanju od 60 rninuta ................................... 164 30.5. Mehanizam prenosenja opterecenja sa sipa na tlo ........................ 165 30.6. Odredivanje nosivosti pojedinacnih sipova .................................. 167 30.6.1. Staticke metode proracuna zasnovane na stepenu mobilizacije otpomosti tla ................................................ 168 30.6.1.1. Staticki obrasci za dopustenu nosivost sipa ........... 170 30.6.1.2. Metode definisanja faktora nosi vosti u nekim tlima ............................................... ........... 173 30.6.1.3. Metode definisanja otpora trenjem iIi adhezijom u nekim tlima ......................................... 180 30.6.2. Proracul1 sile sloma sipa dinamickim izrazima ................. 185 Temeljenje

9

Sadriaj

Sadrzaj

30.6.3. Proraeun sile sloma iz penetracionih opita u busotinama ..................................................................... 30.6.3.1. Proraeun baziran na standardnom penetracionom testu ................................................ 30.6.3.2. Proraeun zasnovan na statickom penetracionom testu ................................................ 30.6.3.3. Proracun baziran na ispitivanju krilnom sondom ...................................................... 30.6.4. Proracun baziran na probnom opterecenju sipa ................ 30.6.5. Iskustvene formule i vrijednosti za nosenje pojedinacnog sipa ............................................................. 30.6.5.1. Vrijednosti i izrazi prema DIN normama ............... 30.6.5.2. Formule za proracun nosivosti sipa ........................ 30.6.6. Nosivost sipa temeljenog na stijenskom masivu .............. 30.7. Slijeganje pojedinacnog sipa ........................................................ 30.S. Izvijanje sip ova u du ..................................................................... 30.9. Nosivost i sIijeganje grupe sipova ................................................ 30.9.1. Ponasanje grupe sipova ..................................................... 30.9.2. Nosivost grupe sipova ....................................................... 30.9.3. Slijeganje grupe sipova ..................................................... 30.9.4. Ekscentricno opterecena grupa sipova .............................. 30.10. Horizontalno optereceni sipovi ................................................. 30.10.1. Pojedinacni sip opterecen horizontalnom silom ............. 30.lO.2. Principi proracuna grupe sipova ..................................... 30.10.3. yrupe kosih sipova ......................................................... 30.10.4. Sip opterecen horizontalnom silom i momentom ...........

1S7 187 1S9

32. KESONSKO - PNEUMATSKO TEMELJENJE ................ 279 190 190 191 192 194 195 198 203 204 205 209 214 21S 220 220 224 227 230

31. TEMELJENJE NA BUNARIMA ......................................... 237 31.1. Opcenito 0 dubokim masivnim temeljima ................................... 31.2. Bunari :......................................................................................... 31.3. Konstrukcija otvorenog bunara ................................................... 31.4. Izvodenje bunara kao temelja ...................................................... 31.4.1. Izrada i postavljanje bunara .............................................. 31.4.2. Kopanje i spustanje bunara ............................................... 31.5. Opterecenje i dimenzioniranje bunara ......................................... 31.5.1. Opterecenje bunara ........................................................... 31.5.2. Trenje na omotacu bunara ................................................. 31.5.3. Dimenzioniranje zidova bunara ........................................ 31.6. Bunari kao temelji objekata ......................................................... 31.6.1. Primjena bunara kao temelja ............................................ 31.6.2. Proracun temelja na bunarima .......................................... 31.7. Temeljenje na sanducastim bunarima .........................................

237 238 240 244 244 245 253 253 256 258 261 261 262 266

lO--------------------~~~-------------------

Temeljenje

31.7.1. Primjena i oblici sandueastih bunara ................................ 267 31.7.2. Proracun sanducastih bunara ............................................ 269 31.S. Temeljenje na sanducima sa dnom .............................................. 272 31.S.1. Primjena, izrada i spustanje sanduka sa dnom .................. 273 31.S.2. Proracun sanduka sa dnom ............................................... 276

32.1. Primjena i principi kesonsko - pneumatskog temeljenja ............ 279 32.2. Konstrukcija kesona i oprema za pneumatsko temeljenje .................................................................................... 282 32.2.1. Konstrukcija kesona ........................................................ 282 32.2.2. Oprema za pneumatsko temeljenje .................................. 284 32.3. Izrada i postavljanje i spustanje kesona ....................................... 287 32.3.1. Izrada i postavljanje kesona i opreme ............................... 287 32.3.2. Spustanje kesona ............................................................... 288 32.4. Radovi pri kesonskom temeljenju ............................................... 291 32.5. Principi dimenzioniranja kesona ................................................. 294 32.5.1. Opterecenja kesona i temelja ............................................ 295 32.5.2. Dimenzioniranje kesona ................................................... 297 32.5.3. Dimenzioniranje dijelova iznad kesona ............................ 299

POGLAVLJE Xl ZAGATI I GRADEVINE OD NASUTIH MATERIJALA .............. 303

33. JEDNOZIDNI ZAGATI- PRIBOJI .................................... 305 33.1. Upotreba i vrste jednozidnih zagata - priboja ............................. 305 33.1.1. Drveni zagatni zidovi ........................................................ 306 33.1.2. Celieni zagatni zidovi ....................................................... 312 33.1.3. Armirano - betonski zagatni zidovi ................................... 317 33.1.4. Zagatni zidovi od talpi prenapregnutog betona ................ 318 33.1.5. Betonske dijafragme kao zagatni zidovi ........................... 319 33.1.5.1. Tankostijene dijafragme ......................................... 319 33.1.5.2. Debelostijene dijafragme ........................................ 321 33.1.6. Ankerisani zagatni zidovi ................................................. 324 33.1.7. Injekcione zavjese kao zagati ........................................... 328 33.2. Dimenzioniranje jednozidnih zagata ........................................... 331 33.2.1. Opterecenje zidova zagata ................................................ 331 33.2.2. Konzolni slobodnostojeci zagatni zid ............................... 337 33.2.2.1. Grafoanalitieka metoda proraeuna .......................... 337 33.2.2.2. Analiticki metod proracuna .................................... 339 33.2.3. Konzolni zagatni zid sa djelovanjem horizontalne sile ................................................................ 342 Temeljenje

II

SadriiC{j

Sadriaj

33.2.3.1. Grafoanaliticka metoda proracuna ........................ 33.2.3.2. Analiticka metoda proracuna ................................ 33.2.4. Konzolni zagatni zid zabijen u sloj gline .......................... 33.2.5. Neki specificni slucajevi opterecenja ............................... 33.2.6. Ankerisani zagatni zidovi ................................................. 33.2.6.1. Grafoallaliticka metoda proracuna .......................... 33.2.6.2. Analiticki proracull slobodnostojeceg allkerisanog zagata .................................................. 33.2.6.3. Proracun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u pijesak .................................................. 33.2.6.4. Proracun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u glinu ..................................................... 33.2.6.5. Redukcija momenata savijanja kod ankerisanih zagatnih zidova .................................... 33.2.6.6. PoloZaj i dimenzioniranje zone ankerisanja ........... 33.3. Zagatni zidovi sa vise razupora Hi zatega .................................... 33.4. Cirkulacija vode ispod zagatnih zidova ....................................... 33.4.1. Ispumpavanje vode ........................................................ 33.4.2. Hidraulicki proracun zagata i stabilnost tla ...................

342 342 343 345 347 348 350

355 356 359 364 368 369 370

373 375 376 378 382 384 387 388 389 390 394

35. GRADEVINE OD NASUTIH MATERIJALA .............•••.••. 405 35.1. Dvod, definicije i historija gradenja ............................................ 405 35.2. Vrste i namjena gradevina od nasutih materijaia ........................ 408 35.2.1. Homogene nasute brane i nasipi ....................................... 408 35.2.2. Zonirane nasute brane i nasipi .......................................... 411 35.2.3. Nasute brane sa uzvodnim vodonepropusnim ekranom ............................................................................ 418 35.2.4. Nasipi za saobracajnice .................................................... 421 12

Temeljenje

422 425 426 428 430 431 434

352

34. ZAGATI ZA TEMELJENJE U VODI •.......••••••...•.••.•..•••..•. 373 34.1. Dpotreba i vrste zagata ................................................................ 34.1.1. Nasuti zemljani zagati ....................................................... 34.1.2. Nasuti kameni zagati ......................................................... 34.1.3. Drveni zagati ..................................................................... 34.1.4. Celicni zagati .................................................................... 34.1.5. Betonski i armirano - betonski zagati ............................... 34.2. Rad pod zastitom zagata .............................................................. 34.3. Dimenzioniranje zagata ............................................................... 34.3.1. Hidrostaticke i hidrodinamicke sile .................................. 34.3.2. Proracun dijelova zagata ................................................... 34.3.3. Provjera stabilnosti zagata ................................................

35.3. Istrazivanje za temeljenje i ispitivanje materijala nasutih objekata ........................................................................... 35.4. Dimenzioniranje nasipa i brana ................................................... 35.4.1. Opterecenje nasipa i brana ................................................ 35.4.2. Stabilnost nagiba kosina ................................................... 35.4.3. Stabilllost kosina i temelja ................................................ 35.4.4. Filtracija vode kroz branu i temelj .................................... 35.4.5. Distribucija normalnih i smicuCih napona i deformacije nasutih gradevina ..........................................

POGLA VLJE XII OSIGURAN]E ISKOPA, ASANACl]A KLIZISTA I PRIM]ENA ANKERISAN]A .......................................................... 439 36. PRIPREMNI RADOVI U TLU I OSIGURANJE GRADEVINSKE JAME ....••....•.....•..•.•.••......•.......•.•.......••..... 441 36. 1. Opcen ito 0 gradevinskoj jami ...................................................... 441 36.2. Pripremni radovi u tIu i na gradilistu ........................................... 442 36.2.1. Pristupni putevi ................................................................. 442 36.2.2. Priprema gradilista za izgradnju ....................................... 444 36.3. Metode iskopa i njihova stabilnost .............................................. 445 36.3.1. Siroki i uski iskop bez razupiranja .................................... 445 36.3.2. Stabilnost pokosa u sirokom iskopu ................................. 447 36.3.2.1. Stabilnost pokosa u koherentnom tIu .................. 447 36.3.2.2. Stabilnost pokosa u nekoherentnom tlu .............. 448 36.3.2.3. Stabilnost pokosa u stijenskom masivu .............. 449 36.4. Razupiranje uskih iskopa ............................................................. 451 36.4.1. OpCi principi razupiranja .................................................. 451 36.4.2. Razupiranje drvenom gradom ........................................... 452 36.4.3. Osiguranje celicnim talpama i profilima .......................... 455 36.4.4. Razupiranje uskog iskopa prenosnom metalnom oplatom ............................................................ 457 36.5. Razupiranje sahtova ..................................................................... 459 36.6. Podupiranje sirokih iskopa .......................................................... 460 36.7. Osiguranje gradevinske jame dijafragmom ................................. 465 36.8. Staticki tretman osiguranja gradevinske jame ............................. 474 36.8.1. Poduprte zastitne konstrukcije .......................................... 475 36.8.2. Hidrostatski pritisak kod dijafragrni ................................. 476 36.9. Snizenje nivoa podzemne vode unutar gradevinske jame ........... 480 36.9.1. Doticanje i ispumpavanje vode ......................................... 480 36.9.2. Otvoreno pumpanje vode .................................................. 482 36.9.3. Pumpanje iz cijevnih bunara ............................................. 484 Temeljenje

13

Sadrioj

Sadrzaj

36.9.4. Pumpanje iz busenih bunara ............................................. 486 36.9.5. Proracun dotoka podzemne vode u iskop ......................... 488 36.9.6. Ostale metode snizenja i presijeca~e dotoka podzemne vode ................................................................. 489

POGLA VLJE XIII SPECIFICNE METODE TEMELJENJA ..................................... 569 39. DINAMICKI OPTERECENI TEMELJI ............................. 571

37. ASANACIJE NESTABILNIH KOSINA .............................. 493 37.1. Osnovni podaci 0 klizistima i istraZivanjima .............................. 493 37.2. Metode asanacije klizista ............................................................. 498 37.2.1. Rasterecenje i opterece~e dijelova klizne povrsine ............. 498 37.2.2. Dreniranje nestabilnih kosina ............................................... 501 37.2.3. Izvodenje asanacionih objekata ............................................ 504 37.3. Osmatranje pokreta i efekata asanacionih radova ....................... 509 37.4. Neki primjeri asanacije klizista ................................................... 511

38. ANKERISANJE U TLU ......................................................... 521 38.1. Opcenito 0 ankerisanju ................................................................. 521 38.1. L Historijski razvoj i defmicije ................................................... 521 38.1.2. Osnovni elementi ankerisanja i vrste ankera ........................... 523 38.2. Nacin djelovanja i prenos sile prednapregnutog geotehnickog ankera ..................................................................... 528 38.2.1. Nacin djelovanja prednapregnutog geotehnickog ankera ................................................................ 528 38.2.2. Prenos ankerne sile u temeljno tIo .......................................... 531 38.2.3. Zastita geotehnickih ankera ..................................................... 531 38.3. Karakteristicne primjene geotehnickih ankera ............................. 532 38.3.1. Ankerisanje u podzemnim objektima ...................................... 533 38.3.2. Ankerisanje na povrsini terena ................................................ 536 38.4. Proracun ankerisanja ..................................................................... 542 38.4.1. Opcenito 0 proracunu sila u ankerima ..................................... 542 38.4.2. Proracun ankerisanja u podzemnim radovima ........................ 544 38.4.2.1. Proracun ankera u kaloti .................................................. 544 38.4.2.2. Tunelska obloga od ankera i prskanog betona ................. 548 38.4.3. Proracun ankerisanja na povrsini terena ................................. 551 38.4.3.1. Proracun sile prednaprezanja ankera kod stabilizacije kosina ........................................................... 551 38.4.3.2. Proracun sile zatezanja u pasivnom ankeru ....................... 554 38.4.4. Proracun sile nosenja prednapregnutih dubokih ankera .......... 555 38.5. Ankerni temelji ............................................................................. 559 38.5.1. Proracun temelja opterecenih siiom zatezanja ........................ 559 38.5.2. Proracun pomocu metode sile cupanja u tlu ........................... 561 38.5.3. Proracun sile cupanja savremenim metodama teorije plasticnosti ................................................................... 563 14

Temeljenje

39.1. Efekti vibracija na tlo ..................................................................... 39.2. Oscilacije i sopstvene frekvencije tla ............................................ 39.3. Apsorpcija vibracija ....................................................................... 39.4. Seizmicko opterece~e tla .............................................................. 39.4.1. Seizmicki proracun metodom spektralne analize ...................... 39.4.2. Aktivni i pasivni seizmicki pritisak tla ......................................

571 573 576 577 581 584

40. SA VREMENE METODE IZRADE PODZEMNIH KONSTRUKCUA .................................................................. 591 40.1. 40.2. 40.3. 40.4. 40.5.

Opcenito 0 podzemnim konstrukcijama ....................................... Kontinualne dijafragme ................................................................ Injektiranje pomocu visokog vodnog pritiska .............................. Sabijanje tla vibroflotacijom ........................................................ Osrnatranje temelja naftnih platformi ...........................................

591 592 594 597 598

41. PODZEMNI CJEVOVODI ................................................... 601 41.1. Pritisak na podzernne cjevovode ................................................... 601 41.2. Seizmicki brdski pritisak na podzemne ukopane objekte ............. 603

42. PODUPlRANJE I PODGRADIVANJE ............................... 607 42.1. Razlozi za podupiranje i podgradivanje ....................................... 42.2. Metode podupiranja ...................................................................... 42.3. Metode podgradivanja temelja ..................................................... 42.3.1. Podgradivanje temelja kontinualnim trakama ......................... 42.3.2. Podgradivanje temelja pri zastiti gradevinske jame ................. 42.3.3. Podgradivanje temelja stupovima iIi sipovima ....................... 42.3.4. Podgradivanje temelja sipovima ............................................. 42.3.5. Pojacavanje injektiranjem .......................................................

607 607 612 612 613 614 615 617

LITERATURA ................................................................................ 619 LISTA SIMBOLA .......................................................................... 631 INDEKS AUTORA ..•.•.••.•••..•.•..~ ..................................................... 639 INDEKS POJMOV A ........••.....••..................................................... 643 Temeljenje

15

Sadrzaj

TUMAC SPECIFICNIH IZRAZA ................................................ 647 GRCKI ALFABET

.........................................................................

POGLAVUEVrn 655

o AUTORU ...................................................................................... 657

OSNOVNI PRINCIPI TEMELJENJA GRADEVINSKIH OBJEKATA

Moto u knjizi prof dr. Nonveillera: "Mehanika tla i temeljenie zradevina": ... "Temelji gradevina uvijek su bili pastorcad, zato sto nema slave u temeljenju i sto uzroci uspjeha iIi neuspjeha feie skriveni duboko u tlu; ali djela osvete temelja zbog pomanjkanja brige 0 njima mogu biti veoma zbunittjuca ... " (K. Terzaghi, predavanje na Building Research

Congressu, London, 1951) 16------------------~~~------------------­

Temeljenje

]7

VIII

OSNOVNI PRINCIPI TEMELmN.JA GRADEVINSKIH OB.JEKATA

U

ovome poglavlju izloZeni su osnovni principi temeljenja gradevinskih objekata i neki elementi iz Evrokoda 7 (Eurocode 7), "Geotehnicko projektovanje" - generalni pravilnik, koji je izdao Evropski komitet za standardizaciju (1994), a kojem ce se u buducnosti prilagoditi i nasi standardi. Uporedo je data i sada koristena podjela opterecenja i drugi elementi iz Pravilnika 0 tehnickim normativima za temeljenje gradevinskih objekata ("S!. list SFRJ" 15/90). Kao uvod za naredna razmatranja date su podjele i metode temeljenja, njihove vrste i moguca primjena. Pored osnovne podjele na plitko i duboko temeljenje, koja je prema nekim autorima neadekvatna, navedeni su neki osnovni principi i za siroko primjenjivane podzemne konstrukcije.

19

25. Uvod, opterecenja j metode temeijenja

25.UVOD OPTERECENJA I METODE TEMELJENJA Temelj objekta definise se kao sastavni dio gradevinskog objekta visoko, nisko i hidrogradnje, koji je u direktnom kontaktu sa tlom, odnosno stijenskim masivom i koji prima i prenosi opterecenje sa objekta na tlo, odnosno stijenski masiv. Tlo se usljed opterecenja objekta deformise i tako deformisano vraca na konstrukciju objekta reaktivno opterecenje. Prihvaca se i ovdje princip da ukupno aktivno opterecenje treba biti jednako reaktivnom opterecenju. Tlo i konstrukcija objekta deformisu se zajedno, radi cega je potrebno projektovanje temelja razmatrati skupa sa konstrukcijom objekta i obratno. Uzajamno njihovo razmatranje i projektovanje dovodi do povoljnUih tehnickih i ekonomskih rjesenja cjelokupnog objekta. Problemi temeljenja vezani su najcesce i za velike razlike u naponima, koje prima tlo, odnosno konstrukcija objekta, koja je sacinjena od kvalitetnijeg materijala, nego sto je to prirodno i heterogeno tlo. Zbog ovoga se javlja poireba za prosirenjem temeljne konstrukcije koja ovisi od: (i) velicine opterecenja, (ii) vrste i osobina tla, odnosno stijenskog masiva, (iii) dubine temeljenja, (iv) tipa objekta i nacina prenosenja opterecenja. Projektovanje temelja zapocinje analizom opterecenja od konstrukcije objekta, ciji je sistem unaprijed defil1isan. Prema odabranol11 sistemu konstrukcije pronadu se sile koje trebaju da se prel1esu preko temelja l1a pojedinim I11jestima ispod objekta. Na osnovu poznatih vanjskih sila od konstrukcije objekta odreduje se: 0) vrsta temeljenja, (ii) dubina i oblik temelja, (iii) specificl10 opterecenje, (iv) slijeganje i konsolidacija, (v) materijal temelja, (vi) nacin i organizacija izvodel1ja itd. Iz ovih elemenata proizlazi da za projektovanje temelja treba poznavati faktore kao sto su: (a) opterecenja koja trebaju biti prenesena sa konstrukcije objekta na sistem temeljenja; (b) zahtjevi lokalnih gradevinskih uslova; (c) ponasanja i naponsko - deformacione osobine tla, koje ce biti podloga za usvojeni sistem temeljenja; (d) geoloski i geotehl1icki uslovi tla. Inzenjersko temeljenje je cista kombil1acija mehanike tIa, mehanike stijena, konstrukterstva, gradevil1skih disciplina, inzel1jerske geologije, hidrogeologije i odgovarajuce inzenjerske prakse. Ovo sve skupa moglo bi se nazvati "umjetnost" temeljenja. Temeljenje

21

filII Osnovni prine/pi temeljelJja graaevinskih ob/ekata

Kada se detenninise koje je temeljenje najekonomicnije, mzenjer mora uzeti u obzir, kod daljnjeg projektovanja, strukturu optereeenja, uslove t1a i tolerantna slijeganja. Opcenito se temeljenje moze podijeliti na: (i) plitko i (ii) duboko temeljenje. U poglavlju IX i X obradene su ove vrste temeljenja, dok su u poglavJju XI i XII dati nacini izvodenja priboja, zagata, gradevina od nasutih materijaia, osiguranja iskopa, ankerisanja i asanacija kIizista. Neke specificne metode temeljenja date su u poglavlju xm.

25.1. SPECIFICNOSTI GEOTEHNICKIH RADOVA U GRAf>EVINSKOM KONSTRUKTERSTVU Za projektovanje temelja neophodno je poznavartie osobina tla dobivenih u laboratoriji i/ili na terenu, sa odgovarajueim tehnickim analizama i proraeunima, sto je obradeno u prvom dijelu ove knjige, u Mehanici tla. Sire promatrano, gradevinsko - geotehnicko inzenjerstvo' koristi ova saznanja i istraZivanja za primjenu razlicitih gradevinskih zahvata i tehnologija u Zemljinoj kori (Szavits Nossan i Ivsic, 1994). Poznato je da zahvati u tlu i stijenskom masivu datiraju od pradavnih vremena, a oni su izvodeni na bazi razlicitih tradicionalnih iskustava i rutinerstva, bez provodenja posebnih istrazivanja i proracuna. Medutim, danasnja tehnologija izgradnje objekata zahtijeva racionalan i savremen pristup rjesavanja slozenih geotehnickih zahvata u tlu i masivu. Temelj kao posebna i posljednja spona u prelaznom elementu izmedu konstrukcije i tla moze osjetno utjecati na konstrukcioni sklop cijelog objekta. U vrijeme priprema ovog izdanja u Evropi (Evropska zajednica) je pokrenuta inicijativa uskladivanja raznih evroPskih propisa iz ove i drugih oblasti. Evrokod 7 (Eurocode 7 - EC 7) odnosi se na geotehnicke aspekte projektovanja objekata i gradevinskih radova i to sa osnovnim zahtjevima za: 0) cvrstocom, OJ) stabilnoscu, (iii) odriavanjem i (iv) trajnoscu gradevinskog objekta. U cilju definisartia "geotehnickih kategorija" Eurocode 7 posebno propisuje pojedinacno i detaljno zahtjeve za: faznim istrazivanjem, opsegom, kolicinom, kvalitetom, uzajamnostima, interpretacijom rezuI tata, itd. Posebno znacajna je i podloZnost svih rezultata istrazivartia stain oj reviziji, dopuni i izmjeni, ovisno 0 novodobijenim laboratorijskim, terenskim, modelskim i drugim podacima kojima se treba kompletirati cjelokupna slika 0 podlozi za temeljenje objekta. Kao sto je i uobicajeno, EC 7 predvida takoder dvije faze geotehnickog (ii) projektna (glavna) istraZivanja i to: (i) prethodna (preliminarna)

22

Temeljenje

25. Uvod, optereeen/a i metode temeljcn/a

istraZivanja. Ovome treba svakako dodati i (iii) kontrolna istrazivanja u fazi izvodenja i eksploatacije objekta. Prethodnim istramim radovima odreduje se opca pogodnost lokacije za predvideni objekat iii konstrukciju, procjenjuju promjene koje mogu nastupiti izvodenjem radova, te omogucuje planiranje slijedecih projektnih istraZivanja. Projektnim istraZivanjem treba dobiti potrebne infonnacije za geotehni6ki zahvat, ukljucujuei metode, lokaciju i proces izvodenja istraZivartia. Moguee je preklapanje ovih dviju faza geotehl.1ickih istraZival.1ja, a po potrebi predvidaju se i naknadni istrami radovi, sve dok se postepenim postupkom ne rijese sve znacajne osobine razmatrane lokacije. Za usvajanje geotehl.1ickih parametara i njihovo vrednovartie potrebno je sire znanje iz savremene mehanike tla i stijena, kao i iz geologije, hidrogeologije, seizmike, ekologije i drugih bliskih oblasti. U vrednovanju i definiranju geotehnickih i projektnih parametara treba imati mjeru, s obzirom na potreban cilj i namjeru, te se kao putokaz navodi Burlandov (Burland, 1987) "trokut mehanike tIa" (s1. 25.1.), kojim se uspostavlja odredena ravnoteia izmedu primijenjene mehanike, pOl.1a~anja tla, odnosno stijenskog masiva i realnog tla u profilu povezano sa iskustvom geotehnicara. PROFIL

ISTRAIN! RADOVI

ISKUSTVO

PRIMJENJENA

PONASANJE

TLA

• ISPITIVANJA • TERENSKA MJERENJA

MEHANIKA TLA

• IDEALIZACI JA • MODELIRANJE ·ANALIZE

Sl. 25.1. "Trokut mehanike tIa" (Burland, 1987)

Tehnicki propisi mnogih zemalja bazirani su na metodi dopustenih (dozvoljenih) napona tla i stijenskog masiva. EC 7 predvida granicna stanja iznad kojih konstrukcija, odnosno tlo iIi masiv, vise ne zadovoljava proracunske zahtjeve. Pritom raspoznaju se dva stanja: (i) krajnje granicno stanje nosivosti (Ultimate limit state) i (ii) granicno stanje upotrebijivosti (Serviceability limit states). EC 7 zahtijeva od konstrukcije i temelja odgovarajucu trajnost (Durability) i propisuje projektne situacije i projektne zahtjeve. ----------------------~~~--------------------~23

Temeljenje

VIII Osnovni principi temeijerifa graclevinskih objekata

Krajnje granicno stanje nosivosti odnosi se na bilo kakav oblik sloma koji moze ugroziti sigurnost Ijudi. Granicno stanje upotrebljivosti odnosi se na stanja iza kojih specificirani kriteriji upotrebljivosti nisu vise zadovoljeni. Projektne situacije cine skupovi razlicitih fizickih pojava koje treba studirati i dokazati da one iskljucuju pojavu kriticnog stanja a to su: 1) Kombinacije razlicitih opterecenja. 2) Prirodna okolina tla iii stijenskog mas iva koja ukljucuje: a) efekat erozije, ispiranja i iskopa 5to rnijenja geometriju povrsine tla; b) efekat hemijske erozije; c) klimatsko razaranje; d) efekat smrzavanja i forrniranja ledene kore; e) efekat oscilacija nivoa podzemne vode ukljucujuCi efekat dreniranja, mogucnost plavljenja, greske u drenaznom sistemu itd; f) pojavu plinova u tIu; g) ostale efekte vremena i okoline na cvrstocu i osobine materijala; raspored i klasifikacija razlicitih zona u tlu i stijenskom masivu, ukljucujuci i metode ispucalosti masiva, slojevitost, kraske fenomene, rasjede, supljine izazvane otapanjem; prirodu okoline itd.; h) potresi; i) rudarske aktivnosti; j) tolerancije u deformacijama konstrukcije; k) uticaj susjednih konstrukcija itd. Projektne situacije dijele se na stalne, privremene i izvanredne (Tomlinson i Boorman 1995; Szavits - Nossan i Iv sic, 1994; Baguelin i Boorman 1992). Projektni zahtjevi predvidaju provjeru svake moguce situacije, kao i provjeru da nije prekoraceno nijedno granicno stanje. Provjera se vrSi s jednom iii sa vise predvidenih metoda Ee 7, ciji se rezultati morl'tiu da uporede sa odgovarajucim iskustvenim rezultatima, kadaje to moguce. Trajnost konstrukcije mora se obezbijediti za predvideni vijek trajanja radi cega se razmatraju: izlozenost, upotreba i koristenje objekta, osobine upotrebljenih materijala, oblik elemenata i konstruktivnih detaIja, zastitne mjere, kvalitet rada, nivo nadzora, odrZavanje objekta i s1.

25.2. Opel PRINCIPI PROJEKTOVANJA TEMELJA Evrokod 7 predvida cetiri metode projektovanja ito: 1) pomocu proracuna; 2) pomocu propisanih mjera; 3) na bazi rezultata probnih opterecenja iii modelskih ispitivanja i 24

Temeljenje

25, Uvod, oplerecenja i metode temeijenja

4) metodom osmatranja.

25.2.1. PROJEKTOVANJE TEMELJA PRORACUNOM Projektovanje proracunom ukljucuje sve proracunske modele opterecenja, pomake, osobine tia i drugih materijala, geometriju objekta i odredena ograllicenja, kao 8to su npr. prihvatljive deformacije. Svi ovi elemellti modela nazivaju se projektne velicine. Kad god je to moguce, proracun treba usporediti sa osmatranjima na terenu iz prijasnjih projekata, te modelima iIi analizama. Opterecenja, koja mogu biti koncentrisana, ravnomjerna i prouzrokovana pomacima (od temperature iIi slijeganja), razvrstavaju se prema trajanju na: (i) trajna - stalna (G); (ii) promjenljiva (Q); (iii) prouzrokovana nezgodama vanredna (nepredvidelli dogadaji). U stalna opterecenja spadaju tezina objekta i instalacija, u promjenjiva naturena opterecenja iIi opterecenja vjetrom j snijegom, a u nepredvidene dogadaje npr. sudar vozova iIi eksplozija. S obzirom na promjenu uprostoru, opterecenja mogu biti fiksna i slobodna, odnosno pokretna, a S obzirom na uticaj na tIo, trajna (dugotrajna), trenutna (kratkotrajna) i povremena (privremena). Evrokod 7 propisuje vrijednost projektnih velicina - projektnog opterecenja (Fd) - (osim zemljanog pritiska) koje se dobije direktno iIi iz izraza: (25.1.)

gdje je:

Fk - karakteristicna veliCina opterecenja, a YF - parcijalni faktori sigurnosti za opterecenja i odgovarajuci uticaj (tabela 25.1.), koji se detaljnije mogu naci u Eurocodeu 7. Parcijalni faktori sigurnosti za granicno stanje upotrebljivosti iznose YF = 1,0. Parcijalnifaktori sigurnosti za konvencionalne projektne situacije pri konacnom granicnom stariju

).>

»> »>

Stalno opterecenje ukljuCivo: tezina gomj.e konstrukcije tlo, sti'ena i voda Promjenljivo opterecenje: opterecenje vjetrom i nametnuto 0 tereeen' e

Temeljenje

1,0 1,0

0,95

1,3

1,50

1,0

25. Uvod, opterecenja i metode temeljer!J'a

VIII Osnovni prineipi temeljenja graaevinskih objekata

Parcijalni fakton su potrebni radi uzimanja nesigurnosti materijalnih osobina i razlika izmedu vrijednosti dobijenih "in situ" i onih utvrdenih laboratorijskim iIi terenskim ispitivanjima kao i nesigurnosti vezane za stepen krutosti iii duktilnosti tla, odnosno stijenskog mas iva, vremenske netacnosti kod utvrdivanja nosivosti tla iii konstrukcije, geometrijskih podataka, te uticaja raznih aktivnosti kod izgradnje na osobine tla i stijenskog masiva. Projektne velicine materijalnih osobina (parametara tla i masiva) Xd utvrduju se direktno iIi pomocu karakteristicne vrijednosti Xk preko izraza: Xd = Xklrm ' (25.2.) gdje je Ym parcijaini faktori sigurnosti za materijalne osobine (tabela 25.2,), koji se mogu detaIjnije naci u Eurocodeu 7. Parcijalni faktori sigumosti materijalnih osobina za uobicajene projektne situacije za konacno granicno stanje

tg c'

1,20 - 1,25 1,50 - 1,80

({J

Za granicna stanja pri izvodenju objekta kada ne postoji veliki rizik za zivot i druS1vene posIjedice, mogu se primjenjivati drugi korijeni iz velicina datih u tabeli. Ove se velicine ne odnose na proracun sipova, vee za uobicajene proracune, a sluze kao vodilja kad se ova metoda parcijalnih faktora sigurnosti ne primjenjuje. Parcijalni faktor sigurnosti materijalnih osobina za granicno stanje upotrebljivosti uzima se u vrijednosti Y /11 = 1,0. Geometrijski podaci vezani za nagibe povrsina t1a i masiva, nivoe voda, granice izmedu slojeva, kote iskopa, dimenzije i oblik temelja itd., trebaju se birati saglasno dimenzionalnim tolerancijama konstruktivnih pravila iIi radnih specifikacija. Alternativno, one se mogu uzeti u obzir kada se biraju vrijednosti za optereeenje i materijalne osobine. Ogranicenja su definisana u Eurocode 7 kao prihvatljiva ogranicena vrijednost za parcijalne deformacije, koje zadovoIjavaju zahtjeve za granicna stanja upotrebljivosti konstrukcije. Totalna i diferencijalna sIijeganja i reIativne rotacije temelja moraju se procijeniti i sagledati da ne vode nekom od granicnih stanja. Kod proracuna diferencijalnih sIijeganja moraju se uzeti u obzir slucajne iii sistemske promjene osobina tla, raspodjela opterecenja, nacin izvodenja radova i krutost konstrukcije. Proracunskoj metodi geotehnickog projektovanja posvecena je u Ee 7 velika painja, jer je on ipak najcesci nacin dokazivanja granicnih stanja.

26

Temeljenje

Geotehnicki proracuni (analize) obuhvacaju i parametarske analize, tj. analizu osjetljivosti krajnjeg rezultata na promjene geotehnickih parametara. U prvom dijelu Mehanike tla date su neke od ovih vidova analiticke metode proracuna: nosivosti tla (teorija plasticnosti), raspodje/e napona ispod temelja i u tlu, slijeganja, kao i neke poluempiricke metode.

25.2.2. OSTALI NACINI PROJEKTOVANJA TEMELJENJA Projektovanje propisanim mjerama koristi se kada proracunski modeli nisu na raspolaganju iii su nepotrebni. Ove mjere ukljucuju tabele dopustenih pntisaka za razne klasifikacije tla i stijenskog masiva. Ovaj vid projektovanja uobicajen je kod konzervativnog naCina projektovanja i za prostije slucajeve temeIjenja. Probno opterecenje, u pravoj velicini iIi reducirane razmjere, na plocama, sipovima iIi na drugim dijelovima konstrukcije, konsti se za projektovanje temelja, sto je prije i kod nas koristeno. Pritom treba uzeti u obzir razlike izmedu ispitne lokacije i realne situacije, koje se l1aroCito ocituju u razlikama uslova u tlu i ispitnom mjestu, vremenskim efektima, razmjeri, trajanju opterecenja, itd. Probno optereeenje se cesto koristi kod projektovanja sipova, ako se rezultati koriste direktno za projektovanje iii kao kontrola proracunate nosivosti. Eksperimentaini modeli takoder se koriste za projektovanje iIi kontrolu proracunatih vrijednosti. Metoda osmatranja koristi se za eventualne korekcije projekta tokom njegovog izvodenja. Za ovo je potrebno uspostaviti sistem osmatranja (monitoring) u toku izvodenja u intervalima, koji omogueuju brzu i pravovremenu interpretaciju i eventualnu korekciju projekta. U prethodnom postupku projektant treba definisati prihvatljive granice ponasanja (npr. deformacije) konstrukcije, te pIanirati aktivnosti ako se stvamo ponasanje objekta nade izvan predvidenih granica, Metode osmatranja primjenjuju se cesto kod nasutih objekata, kao i kod drugih tipova brana radi korekcija temelja projekta u toku izvodenja iIi nakon njegovog zavrSetka, u ciIju provjere ponasanja pojedinih dijelova iIi cjelokupnog objekta.

25.2.3. GEOTEHNICKO - INZENJERSKI IZVJESTAJ I GEOTEHNICKE KATEGORIJE Evrokod 7 zahtijeva izradu geotehnickog izvjestaja i geotehnickog projektnog izvjestaja, koji skupa cine dio ukupnc projektne dokumentacije, koja se odnose na geotehnicku problematiku. Ovaj posljednji izvjestaj nije bio uobicajen u gradevinskoj praksi, a ima opravdanja da se prihvati i da bude u Temeljenje

27

VlIl Osnovni prineipi temeljenja graaevinskih objekata

sklopu gIavnog projekta (Szavitz - Nossan i Ivsie 1994; European Committee for Standardization, 1994). Osnovu geotehnickog projektnog izvjestaja cini geotehnicki izvjestaj, koji pored uvoda sadrii: generalni opis gradilista; generalnu geologiju pros:ora; opis t!a i masiva na bazi historijskih podataka, neposrednih ispitivanja busotma, probmh istrainih radova; osmatranje gradilista i laboratorijska ispitivallja, diskusiju dobijenih rezuitata, te zakljucke i preporuke, kao i eventualne dodatne terenske i laboratorijske istraine radove. Ovaj izvjestaj treba da sadrzi i detaljan plan nadzora radova, koji treba provjeravati radove tokom izvodenja, iii koji traii odrzavanje objekta nakon izgradnje. Eurocode 7 predvida tri geotehnicke kategorije. Svakom kategorijom utvrduje se opseg i kvalitet geotehnickih istraznih radova, sIozenost proracuna, obim i nivo provjere u toku izvodenja objekta. Na ovaj nacin daje se slozenost, tezina i kompleksnost pojedinog geotehnickog projekta. a) Prva geotehnicka kategorija obuhvata relativno jednostavne konstrukcije kao npr.: objekte sa silom po stupu manje od 250 kN, iIi ispod zida manjom od 100 kN/m, potporne ili razuprte konstrukcije nize od 2,0 m, niske nasipe ispod 3,0 m, jednospratne i dvospratne zgrade na plitkim temeljima iIi jednostavnijim sipovima, manje iskope za infrastrukturu, drenaie, objekte koji se mogu projektovati na bazi iskustva itd. U ovu kategoriju ne mogu se ukljuCiti objekti Iocirani na slozenim terenima kao sto su: deponije, nagnuti i ruceviti tereni, mehka i rahla tla. nekompaktirani nasipi, iskopi ispod nivoa podzemne vode, bujajuee gline, te veoma ispucali vodopropusni i trosni stijenski masivi. b) Druga geotehnicka kategorija odnosi se na objekte i konstrukcije kod kojih su potrebni obimniji i kvalitetniji geotehnicki podaci i analize koje mogu zadovoljiti uobicajene postllpke projektovanja. Uslovi u tlu i masivu mogu se u ovoj kategoriji utvrditi pomoeu uobicajenih rutinskih metoda i laboratorijskih ispitivanja uz primjenu konvencionalnih postupaka projektovanja. Ovdje spadaju plitka temeljenja, sipovi, obimniji iskopi, stupovi mostova, ankerisanja, nasipi i dr. c) U trecu geotehnicku kategoriju spadaju svi veoma slozeni geotehnicki slucajevi, koji ne ulaze u prve dvije kategorije, kao npr.: objekti sa izuzetno velikim optereeelljima, visespratnice, brane, veliki mostovi, tuneli i podzemni objekti, temelji optereeeni velikim dillamickim silama, priobaille kOl1strukcije, veliki tomjevi, nuklearne centrale, temelji slozenih hidro i termoobjekata, objekti osjetljivi na seizmiku, iskopi u slozenim geotehnickim uslovima itd. Vidljivo je da ove kategorizacije odreduju obim i kvalitet geotehnickih aktivnosti, uz odreaeni geotehnicki rizik. Istraini radovi podeseni su ovim geotehnickim kategorijama.

28

Temeljenje

25. Uvod, opterecenja i metode temelje1lia

lstraini radovi za prvu kategoriju ukljucuju vizuelni pregled lokacije i manje istrame radove, pomoeu plitkih istrainih jama, plitkih busotina i penetracijskih testova. U drugu i trecu geotehnicku kategoriju ukljucuju se sve tri faze istraznih radova: preliminarna, projektna i kontrolna, koja su objasnjena u prvom dijelu Mehanike tla. Proces projektovanja temelja odvija se fazno. U prvoj fazi pripremaju se nacrti konstrukcije i potrebne podloge u kojima su vidljivi svi stupovi, zidovi i raspored opterecenja. Svi vidovi opterecenja moraju biti prikazani. Druga faza obuhvaca studiranje i odabiranje karakteristika tla dobivene istraiivanjem terena. Trecom fazom determinise se dubina temelja i obicno odlucuje 0 nacinu tipu temeljenja. Sa dubinom, tipovima temelja i nosivosti tla ulazi se u cetvrtu fazu, u kojoj se vrse proracuni i ocjenjuju ukupna slijeganja konstrukcije, t~ provjeravaju granicna stanja nosivosti i upotrebljivosti. Ovom fazom definise se I organizacija izvodenja, nadzor, osmatranje i odrZavanje objekta.

'.">"

. 25.3j/ OPTERECENJA KOJA DJELUJU NA TEMELJ Optereeenja od objekta su uglavnom poznata vee samim izborom konstrukcije objekta. Ona se dobiju racunanjem svih sila i optereeenja koja djeluju na konstrukciju, zajedno sa vlastitom tezinom konstruktivnih elemenata, cime se dobiju sile koje djeluju na pojedine temelje. . . Prema sada vazeeem "Pravilniku 0 tehnickim normativima za temelJenJe aradevinskih objekata", vrste optereeenja koja djeluju na temelj unekoliko se ~azlikujl1 od predlozenih vrsta optereeenja Evrokod 7, i dijele se na: (i) glavna, (ii) dopunska i (iii) posebna opterecenja. Ova optereeenja uzimaju se shodno propisima koja vaie za proracun predvidenih gradevinskih objekata.

25.3.1. GLA VNA OPTERECENJA U glavna optereeenja ubrajajll se: (i) sopstvena tezina objekta, (ii) k~~isno optereeenje, (iii) hidrostatski pritisak vode i uzgon, (iv) fiItracioni i pomi pnusak, (v) aktivni i pasivni otpor tla, te (vi) pritisak rnirovanja tla. .. Sopstvena tezina konstrukcije i tla dobije se iz zapremmsklh.:ezma. (slle na jedinicu zapremine) i zaprernina pojedinih dijelova konstrukclJe obJekta. v'

•

--------------------~~~-------------------29

Tel11eUenje

25. Uvod. opterecenja i metode temeije,ya

VIII Osnovni prinelpi temelje,ya graaevinskih objekata

Prilikom uzimanja vlastite tezine t1a treba voditi racuna je Ii tlo suho, viaZilo, zasiceno iii potopljeno i uzeti izraze navedene u prvom dijelu Mehanike tla. Ukoliko se ne raspolaZe sa podacima laboratorijskih ispitivanja jedinicnih tezina tla, mogu se uzeti podaci iz tabela. Orijentaciono se npr. jedinicna tezina zapreminska tezina vlaZnog tla (r) krece od 15,0 - 22,0 kN/m3, a najcesce 18,0 3 20,0 kN/m , ukoliko tlo ne sadr.zi organske iii rudne materije (Dolarevic, 1987.). Korisno opterecenje objekta odreduje se prema tehnickim propisima za odgovarajuci objekat, odnosno konstrukciju i moze da djeluje kao: (i) trajno, (ii) trenutno i (iii) povremeno opterecenje. Hidrostatski pritisak i uzgon uzima se u obzir ako je tlo zasiceno vodom, a djeluje podjednako na sve strane i okomito na vodonepropusnu povrsinu. Ovaj pritisak mora se uzeti u obzir ako se temelj objekta nalazi ispod nivoa podzemne vode. Filtracioni pritisak javlja se u porama tla i pukotinama stijenskog masiva, ako se voda krece sa veceg na nizi potencijal. Njegova veliCina srazmjerna je hidraulickom gradijentu, (i .r w), filtracionog toka podzemne vode u razmatranoj tacki (vidjeti tacku: "Uzgon i filtracione sile"). Filtracioni iIi hidrodinamicki pritisak djeluje na cestice tla i masiva kao sila mase u pravcu kretanja vode, cime skrece rezultantu sila u neki kosi poloZaj. Porni pritisak - natpritisak javlja se u porama iIi pukotinattla masiva, ako su ispunjene vodom i ima hidrostatski karakter. Porni pritisak (u) ili neutralni napon ima za posljedicu smanjenja ukupne otpornosti tla na smicanje (0"= 0' - u tj. T = C + (a - u). tglp). Ovaj porni pritisak javlja se u mladim geoloskim formacijama i to prvenstveno u stisljivom tIu male propusnosti. Aktivni i pasivni pritisak, kao i pritisak mirovanja, proracunava se prema teorijama i na nacin opisan u prvom dijelu knjige u poglavlju: "Pritisak na potporne konstrukcije".

25.3.2. DOPUNSKA OPTERECENJA Dopunska opterecenja uzimaju se prema odgovarajuCim proptstma za razmatrane objekte. Ako je velicina dopunskog opterecenja blizu velicine korisnog opterecenja iii vlastite tezine, one se uzima u proracunu u svim fazama analize opterecenja temeIja. U dopunska opterecenja spadaju: (i) uticaj puzanja, bubrenja i skupljanja tla; (ii) kapilarni pritisak; (iii) pritisci od smrzavanja; (iv) seizmicki i dinamicki uticaji; (v) hidrostatski uticaj kod sprijecene filtracije vode, kada se na povrsini formira ledena kora. 30

Temeljenje

Puzanje, bubrenje i skupJjanje 1Ia uzima se u obzir ako moze utjecati na konstrukciju objekta i izazvati stetne posljedice. Puzanje tla pojavljuje se u glinovitom tlu usljed viskoznih deformacija. Ono nastaje relaksacijom napona kod stalne deformacije i lagahnom deformacijom zrna tla pri konstantnom opterecenju. Bubrenjem tla nastaje povecavanje, a skupljanjem smanjenje zapremine tla. Povecanje saddine vode izaziva bubrenje t1a a smanjenje sadr.zine vode do granice skupljanja izaziva skupljanje tla. Bubrenje i skupIjanje tla mogu izazvati neravnomjerno slijeganje i ostecenje objekta. Ove pojave desavaju se kod glinovitih materijala. Bubrenja mogu izazvati povecane pritiske na temelje objekta ako su sprijecene deformacije. Skupljanje tla dovodi do smanjenja pritiska ispod dijeJova temelja objekta, sto proizvodi neravnomjerno slijeganje i ostecenje objekta. KapiIarni pritisak javlja se u zasicenom tIu vodom u porama, koje su medusobno povezane i nalaze se iznad nivoa podzemne vode. Velicina kapilarnog pritiska ovisi 0 velicini i rasporedu uskih i sirokih pora u tlu, temperaturi vode, pravcu kretanja vode i visilli kapilarnog penjanja vode, sto se odreduje ispitivanjima u laboratoriji (vidjeti u prvom dijelu: "Kapilarnost i kapilarne sile"). Prosjecni kapilami pritisak kod koloidnih glina iznosi preko 300 kN/m 2, dok kod sitnog pijeska iznosi sarno do 6,0 kN/m2• Pritisci od zamrzavanja javljaju se ispod temelja pri temperaturi ispod 0° C (273,15 K), ako su pore i supljine ispunjene potpuno iIi djelomicno vodom. VeliCina pritiska odreduje se mjerenjem i ispitivanjem zaledenih povrsina pn raznim niskim temperaturama. Seizmicke sHe na temelje konstrukcije odreduju se propisima za aseizmicko gradenje (Pravilnik 0 tehnickim normativima za izgradnju objekata visokogradnje u seizmickim podrucjima) iii na osnovu izmjerenih seizmickih parametara. Vrsta tla i nivoi podzemnih voda mogu da dovedu do povecanja osnovnog stepena seizmicnosti, radi cega je potrebno ustanoviti ove osobine na razmatranoj mikrolokaciji. Preko temelja objekta prenose se i rasprostiru u po!uprostor tla sile izazvane vibriranjem i dinamickim opterecenjem, u obliku periodicnih iii neperiodicnih siia, iIi u obliku djelovanja udarom iIi ekspIozijom. Ovi vidovi opterecenja su specificni i zahtijevaju posebna izucavanja i proracune temeIja j tla.

25.3.3.. POSEBNA OPTERECENJA U obuhvatiti djelovanje posljedica

posebna opterecenja ubraJaju se ona opterecenja koja se ne mogu prethodnim vidovima opterecenja. Tu prvenstveno spada lucno u tlu, koje nastaje u posebnim slucajevima deformacije tla, kao smicucih napona na granicama mase tIa, koja se nalaze u stanju Temeljenje

31

25. Uvod, opterecl!nja i met ode temeijenja

VIJI Osnovni principi temeljenja gradevinskih objeknta

graniene neravnoteZe. Ovo lueno djelovanje utjeee na raspodjelu i na velieinu pritiska, na granicnim povrsinama mase tla, koje se uzima u obzir u kombinaciji sa drugim silarna, ako to daje nepovoljnije opterecenje (Dolarevic, 1987).

viseugaonog presjeka. Temelji samd se danas rijetko izvode od kamena, opeke iIi betonskih blokova, a najcesce od nabijenog iii armiranog betona. Moguci su razni oblici temelja, kao sto su npr.: pravougli, pravougli sa gornjim zakosenim liceIllo stepenast sa jednom iii vise stepenica. Na slici 2S.2.a-f dati su razni moguci oblici temeljnih stopa za nearmirani i armirani beton.

25.4. !METODE TEMELJENJA Postoji vise metoda temeljenja objekata i raznih oblika i velicina temelja i uglavnom one zavise od tehnickih karakteristika objekta iii konstrukcije i osobina tla, odnosno stijenskog masiva. Uobicajena je klasifikacija temeljenja prema nacinu i dubini oslanjanja temelja na tlo i masiv na: 1. plitko iIi direktno temeljenje i 2. duboko iii indirektno temeljenje.

f-tH

25.4.1. /OPCENITO 0 PLITKOM TEMELJENJU . Plitkim temeljima nazivamo takve temelje cija je sirina veca iii jednaka dubini temelja ispod terena, a obratno dubokim temeljima. Plitkim temeljenjem mogu se smatrati sva povrsinska temeljenja kod kojih se opterecenje od gradevine direktno prenosi na tIo preko kontaktne povrsine, koja je uglavnom i najcesce ravna i priblizno okomita na pravac djelovanja opterecenja. Plitko temeljenje primjenjuje se u slucajevima kadaje nosivo tlo relativno plitko, a odgovarajucim konstruktivnim sistemom moze se obezbijediti odgovarajuca sigumost. Po pravilu, plitko je temeljenje ekonomicnije od dubokog temeljenja, te ga treba primjenjivati uvijek i tame gdje se odgovarajucim mjerarna moze postici potrebna stabilnost objekta u pogledu nosivosti i slijeganja tla ispod objekta. Danas postoji vise tehnickih rjesenja za poboljsanje nosivosti, odnosno cvrstoce na smicanje i smanjenje slijeganja tla, tako da se i slabija tla mogu pripremiti za plitko temeljenje. Plitko - direktno temeljenje obavlja se na viSe nacina, sa temeljima raznih oblika i velicina. U osnovi razlikuju se slijedeci tipovi temelja: a) temeIji sarnd; b) temeljne trake, temeljni nosaci; c) temeljni rostilji - temeljne trake u dva pravca; d) temeljne ploce - raYne, ojacalle rebrima i kasetirane (celijaste). . Izbor tipa plitkog temeljenja ovisi od vise faktora, a u biti od dispozicije obJekta, njegove tezine i nosivosti tla. a) Temelji samci koriste se obicno kod manjih tezina objekta i boljih karakteristika tla i to ispod stupova okruglog, kvadratnog, pravougaonog iii

32-----------------------------------------------Temcljenje

® Sl. 25.2. Tipovi temelja samaca: nearmirani beton za celicni stup (a), zako.fena gornja povrsina temelja (b), stepenasti temelj (c), plocasti armirani temelj (d), zakosen armirano - betonski temelj (e), temelj u vidu pecurke -ljuske (/).

Ukoliko je vece opterecenje, a tlo slabijih osobina, potrebno je povecati povrsinu nalijeganja, sto se postize temeljnim trakama u jednom iii u oba pravca, iIi temeljnim plocama. b) Temeljne trake prenose opterecenje sa zidova iii sistema stupova na tlo (s1.25.3.-a,b). Ekonomicnije je i tehnicki lakse izvesti temeljne trake nego vise pojedinacnih temelja, posebno kada su blizu jedan drugog. Osim temeljnih traka koriste se za veca opterecenja i temeljne trake ojacane nosacima - gredama, llajcesce sa gornje strane (sI.25.3.-c). Oblici temeljnih traka mogu biti i trapezastog iIi drugog oblika (sL2S.3.-d,e), ovisno 0 konstruktivnim pojedinostima objekta.

Temeljenje

33

25. Uvod. opterecenja i metode temeljenja

VIII Osnovni principi temeljenja grailevinskih objekata

c) Temeljni rostilj prenosi opterecenje na tIo preko unakrsno postavljenih temeljnih traka - nosaca (sI.25.4.). Ako su trake blizu jedna drugoj, razmatra se mogucnost izrade temeljne ploce, za koju je iskop za temelje jednostavniji.

PRES JE K

A-A

®

r

B

iffi-'_.38-

ril

1

,r

,f--L

\,

~

"',f----L

@

Sl.25.4. Temeljni rOStilj sa zakosenom gornjom povrsinom temelja.

,r

"

Sl.25.3. Tipovi temeljnih traka - teme!jnih nosaea: ispod zida (a). ispod pojedinaenih stupova (b), temeljna traka ojaeana gredom na gornjoj strani (c), osnova trapezastog oblika temeljne trake (d) i temelji samci spojeni temeljnom trakom (e).

d) Temeljne ploce raYne, ojacane stopama oko stupa iIi gredama, te celijaste - kasetirane - sanducaste ploce (s1.25.5.) koriste se na t1ima slabe nosivosti, kao i u slucaju kada su stupovi samci iIi temeljne trake - grede na malom odstojanju. Temeljne ploce su korisne za redukciju diferencijainog slijeganja na tlu razlicitih fizicko - mehanickih osobina ili gdje je siroka varijacija u opterecenju izmedu susjednih stupova. Ovaj vid temeljenja je krajnji slucaj plitkog temeljenja. Ojacavanje ploca moze biti izvedeno prema dolje (sI.25.5. - b) iIi prema gore (s1.25.5. - c). Povoljnije je ojacavanje ploca prema gore, ako to dozvoljava tehnicka koncepcija objekta. Na slici 25.5.- d dataje sanducasta iii celijasta p\oca, koja se primjenjuje kod veoma stisljivog i podvodnog tla. 34

Temeljenje

Sl. 25. 5. Tipovi temeljnih ploea: ravna ploea (a). ploea ojaeana oko stupova pr~ma d()~e (b), ploea ojaeana gredama - rebrima (e), celijasta - sandueasta temeljna ploea (d).

-----------------------------------------------35 Temeljenje

25. Uvod, opterecenja i me/ode temeljenja

VllI Osnovni principi temeljenja gradevinskih objekata

."\

25.4.2.1 OPCENITO 0 DUBOKOM TEMELJENJU Pod duboldm - indirektnim temeljenjem smatramo sva ona duboka temeijenja kod kojih se opterecenje od objekta prenosi ulna dublje nosive slojeve tla pomocu posebnih konstruktivnih elemenata. Duboko temeljenje primjenjuje se uvijek u slucaju kada su gornji slojevi slabo nosivi i jako stisljivi, a boIje nosivo tlo nalazi se relativno duboko ispod povrsine tla. Normalna funkcija indirektnih konstrukcijaje da prenese opterecenje od objekta na dublje zone t1a bolje nosivosti i manje stisljivosti. Duboko temeljenje nezamjenjivo je za temeUe objekata i konstrukcija iznad nivoa vode, kao sto su temeIji stupova mostova, kejovi, naftne platforme itd. Prenosne konstrukcije dubokog temeljenja dijele se obicno na:

@

®

SI.25.6. Temeljenje na sipovima: na povrSlnt mocne mehke gline (a), na nasipu (b),konstrukcija iznad nivoa vode (c), ispod nivoa podzemne vode (d), obalni stup mosta (e) i obaloutvrda od ankerisanih sipova (j), gdje je: mehka glina (J), sabijeno tlo (2), nasip (3), stijena (4), voda (5), anker - zatega (6), sip na pritisak (7) i sip na zatezanje (8). 36----------------------~~------------------------

Temeljenje

a) b) c) d)

sipove (pilote); bunare; kesone (pneumatsko temeijenje); podzemne konstrukcije specijalnog izvodenja (dijafragme, te razna poboljsanja tIa). Odabiranje tipa dubokog temeljenja ovisi 0 mnogo uticajnih faktora kao npr. od: (i) vrste tla, (ii) vi sine podzemne i povrsinske vode, (iii) vrste objekta i konstruktivnih pojedinosti, te od (iv) nacina i mogucnosti izvodenja pojedinih vrsta dubokog temeljenja. a) Sipovi raznih tipova su prvi indirektni elementi koji su od pamtivijeka koristeni za prenosenje opterecenja na dublje zone vece nosivosti t1a i manjeg slijeganja. Koriste se u slucaju da u normalnom nivou tla nije moguce preuzeti opterecenje objekta temeUima samcima trakama iii temeIjnim plocama (sl. 25.6. a), iii konstrukcija lezi na dubokom stisljivom tlu - nasip (sl. 25.6. b). Temeljenje pomocu sipova je konvencionalni metod izgradnje konstrukcija iznad nivoa vode (s1. 25.6. - c), iii ispod nivoa podzemne vode (s1. 25.6. - d), kao i kod izrade upornjaka mostova i obaloutvrda (sl. 25.6. - e,f). Sipovi se koriste za preuzimanje sile u ankerima kod priboja, zagata i sl. (sl. 25.6. - f), kao i kod sanacije klizista. Sipovi se izvode pojedinacno, u jednom iIi vise redova, vertikalno iii koso, ovisno 0 vrsti opterecenja. Mnogobrojna teoretska i eksperimentalna ispitivanja ukazuju da mehanizam nosivosti sipova u sljunkovito - pjeskovitom i koherentnom tlu nije jos ni danas dovoljno razjasnjen. b) Bunari se primjenjuju u slucajevima kada je pobijanje sipova iii talpi oteZano zbog heterogenosti tia i pojave kamenitih .blokova, samaca iIi konglomerata. Kada su manje dubine do nosivog t1a, pobijanje sipova je obicno neracionalno, jer je potrebna glomazna mehanizacija za mali obim radova. Terenski uslovi, tehnicka sredstva koja stoje na raspolaganju, prostorni smjestaj, eventualne vibracije na susjedne objekte i sl. utjecu na opredjeljenje za izvodenje bunara. Bunari se izvode najcesce pojedinacno i obicno su okruglog presjeka (sl. 25.7. - a), a mogu biti i povezani u jedan sistem kod veceg koncentrisanog opterecenja (sl. 25.7. - b i c). Sanducasti bunari (sl. 25.7. - d) izvode se u slicnim okolnostima kao i okrugli bunari. Razlicitog su oblika i cesto se rade van mjesta primjene, pa se kao plovni objekti dovoze do mjesta temeljenja i spustaju posebnim kranovima sa skele iIi plovnog objekta. c) Kesonsko iii pneumatsko temeljenje (sI.25.8.) primjenjuje se za vece dubine (max. do 35,0 m) i kada se ne.moze u bunaru osvojiti priliv vode, odnosno unosenje materijala u bunar. . Dovodenjem komprimiranog zraka odredenog pritiska u radni prostor kesona sprecava se prodor vode, omogucuje dobar uvid urad i obezbjeduje siguran kvalitet temelja. Medutim, rad radnika u kesonu ogranicen je na kratko vrijeme i Temeljenje

VIII Osnovni principi temeljenja grailevinskih objekata

25. Uvod, opterecerifa i metode temeljerifa

skopcan je sa mnogim ljudskim, transportnim i zdravstvenim poteskoeama, zbog cega se ovaj vid temeljenja primjenjuje sarno u izuzetnim slucajevima.

objekta izvodi se armirano - betonska dijafragma, preko koje se prenosi optereeenje objekta na dublje zone tla.

-,-+-,I

i

*"+-Ilt!

\

'- >I'

Al-r--,-l-r-1rh~ ~ ~I

- -I -~

-

-l

SI.25.7. Temeljenje na bunarima: pojedinacan okrugli bunar (a), spojeni bunari (b), odvojeni bunari povezani u zajednicku konstrukciju (c) i sanducast bunar (d).

SI.25.8. Keson za pneumatsko temeljenje: radni prostor (1), dovod zraka (2), odvod zraka (3), penjalice (4), korpa za iskopani materi;jal (5), ostrica kesona (6), bentonitska suspenzija (7), ulaz u radnu komoru (8), izvoz materijala (9).

Primjena armirano - betonskih dijafragmi posebno je podesna u urbanim sredinama, gdje se najcesee izvode temelji u neposrednoj blizini postojecih objekta i u skucenom gradilisnom prostoru. Na ovaj nacin rjesava se osiguranje gradevinske jame i koristi kao nosivi konstruktivni temeljni dio objekta.

Danas je razvijena tehnika masinskog busenja iIi iskopa velikih cilindricnih profila do znatnih dubina, tako da je u posljednje vrijeme ovaj vid temeljenja prakticki potisnuo pneumatsko temeljenje. d) Podzemne konstrukcije izvode se posljednjih decenija raznim specijalnim strojevima u cilju vodozaptivanja terena, osiguranja gradevinske jame, temeljenja objekata, kako kod plitkog, tako i kod dubokog temeljenja. OVdje prvenstveno spadaju vodozaptivne ili nosive dijafragme. Pod dijafragmom se podrazumijeva podzemni zid male debljine izveden masinskim iskopom uskog rova, koji se ne razupire vee privremeno osigurava bentonitskom suspenzijom. Iskop i ispuna glinovitim, nearmiranim i armiranim betonom vdi se po kampadama i u fazama (s1. 25.9.). Kao konstruktivni elemenat 38

Temeljenje

r 51.25.9. lzvoaenje dijafragme: izliven beton (l),faza betoniranja (Il),faza iskopa (Ill), gdje je: bentonitska suspenzija (1), kontraktor (2), ugraaen beton (3). grabilica (4). -----------------------------~-e-m-e-lj-·el-lj-e-----------------------------39

VIII Osnovni prineipi temeljerUa graaevinskih objekata

Pored dijafragmi u podzenme konstrukcije iIi poboljsanja osobina tla, koriste se danas sve vise metode: konsolidacionog i veznog injektiranja, plitkog i dubokog sabijanja tla (vibroflotacija), dinamicke konsolidtlcije, kao i druge metode koje ce biti opisane u metodama poboljsanja osobina tla. Kod temeljenja slozenih objekata sa razlicitim opterecenjima, te kod raznolikog sastava tia po dubini, koriste se kombinovane vrste plitkog i dubokog temeljenja. Kao primjeri vise kombinovanih razlicitih metoda temeljenja prikazana su dva poznata svjetska centra, na slikama 25.10. a i b.

POGLAVUEIX

PLITKO - DIREKTNO TEMELJENJE

?-----'. DJELIHICNO RASPAONur A DJEUMICNO HE G LTNAC ),,'.3 m BUN

~RASPAOtlUT

BETONOM ZAPUNJEN

PJESCARUZDuiNI PRESJEK

1. SlUPA PO L.S UN

N.P.V.

/'

NASIPI HEHK! GlINOVIlI·lAPOR

.I'

' - RASPAONUt PJESCAR 7.3 m 8UNAR BE TONOM

~ ~> ~;:~O~JEN

MJ. TOMLINSON, 1995.

1~~~~~~~~~:J~~~~~~~~HEKAHE GlINE

PJESCANI SUUNAK

" Ako jc tc/uw[ogija veliki stroj, zn.al1jc je zasigumo gorivo koje ga pokrece. " A. TojjZer, 1972.

(" Future SIwek") Sl.25.10. Duboko bunarsko lemeljenje banke za razvoj u Singapore (a) (Tomlinson i Boorman, 1995) i presjek !croz Shell Centre u Londonu sa razliCitim metodama temeljenja i dijagramom slijeganja (b) (Measor i Williams 1962).

40

Temeljenje

41

"

.~

~

!IN: FLI1'R)O~DlRE~n mMELIE~m '; ~

,',\

"

prvom dijelll analizirani su osnovni kriteriji plitkog U temeljenja, dat metod proracuna kontaktnih napona, obrazlozeno dimenzioniranje i slijeganje plitkih temelja, te dat osvrt na primjenll kompjuterskih metoda kod analize i projektovanja pTitkih temelja. Pored dimenzioniranja prema kriteriju sloma tla i kriteriju dopllstenih slijeganja, date su opste postavke za krajnje granicno stanje i granicno stanje llpotrebljivosti, koja se predvidaju Evropskim standardima za geotehnicko projektovanje (Eurocode 7). NaCin dimenzionisanja temelja samca dat je za nearmirane i armirane betonske temelje, opterecene centricno ekscentricno, kao i njihovi konstruktivni detalji. Temeljni nosaci analizirani su za opterecenja koja se prenose preko zidova i pojedinacnih stupova. Za temeljne ploce dati su osnovni tipovi i njihova primjena. Staticka analiza prikazana je za konvencionalni nacin proracuna, kan i za proracun fleksibilnih plnca na elasticnoj podlozi. U ovom poglavljll Qbradeni su: 26.

Kriteriji, dimemjrmiranje, sl(jeganje i analiza plitkog temeljenja. 27. Temelji samci. 28. Temeljni nosaCi i 29. Temeljne place.

43

26. Kriteriji, dimellziollirarlje, slijegallje i allalize pliliwg lemeijellja

26. ruTERIJI, DIMENZIONIRANJE, SLIJEGANJE

I ANALIZE PLITKOG TEMELJENJA Prema Terzaghiju i Pecku (Tercagiju i Peku) plitkim temeljenjem definisu se takvi temelji kod kojih je sirina veca iIi jednaka dubini temelja, kako je to i u uvodnom dijelu navedeno. Obicno se pod plitkim iIi direktnim temeIjenjem podrazumijevaju sva povrsinska temeIjenja i nacini osianjanja u kojima se opterecenje od gradevine prenosi na tlo, preko kontaktne povrsine, koja je uglavnom ravna i priblizno okomita na pravac djelovanja opterecenja (DolareviC, 1987). Ova definicija moze da se prihvati za normalne velicine temelja, ali ne i za uske i veoma siroke temelje. Zbog ovoga neki autori preporucuju izbjegavanje termina "plitko temeljenje", tako da se u geotehnickom izvjestaju definise odnos dubine prema sirini temelja.

26.1. OSNOVNI KRITERIJI PLITKOG TEMELJENJA U prvom dijelu dat je pristup projektovanju temelja sa aspekta nosivosti, sIijeganja i konsolidacije tla ispod temeija. Medutim, neke vame promjene u tlu nastaju neovisno 0 dodatnim naponima izazvanim opterecenjem temelja, 0 kojima treba voditi racuna pri odredivanju elemenata temelja. Primjeri takvih kolebanja u tiu su: (i) bubrenje i skupljanje tla pod uticajem vIai:nosti i temperatumih uslova, (iO dubina smrzavanja, (iii) isusivanje, (iv) opasnost od ispiranja tla, (v) klizanje kosina, (vi) rudarska i druga regionalna slijeganja, (vii) slijeganja za vrijeme udara, eksplozija i vibracija, iii drugi slicni uticaji. Potreban je oprez kod analize efekata ovih promjena na konstrukciju, bilo da uticu na lokaciju temeljl;l iIi na poduzimanje potrebnih tehnickih mjera, kako bi se izbjegle nepozeljne posljedice. Dimenzije temelja projektuju se prema kriticnom opterecenju, odnosno dopustenom naponu i slijeganju ustanovljene vrste tia i stvame velicine opterecenja. Medutim, kod usvajanja dubine temelja mora se voditi racuna 0 minimalnom ukopavanju koje je ovisno 0 navedenim klimatskim i drugim faktorima i promjenama u tIu. Mnoge zemlje definisale su standardima rninimalne dubine temeljenja s obzirom na dubinu smrzavanja. U Norveskoj npr. i sjevemim regionima Kanade utvrdeno je da je efekat izdizanja tla usIjed smrzavanja do dubine 1,2 - 2,0 metra Temelje1/je

45

26. Kriteriji, dimenziolliranje, slijeganje i allaIize plitkog temelje/1ja

IX Plitko - direkmo temeljenje

sa velieinom izdizanja 10 - 30 em (Tomlinson i Boonnan, 1995). Prema Britanskom standardu preporucuje se minimalna dubina od 0,45 m, za obezbjedenje temelja protiv smrzavanja, osim u predjeIima sa duiim periodima mraza, gdje je veca dubina pozeljna. Normalno je da dubina temelja bude ispod dubine u kojoj se osjecaju sezonske kJimatske pojave. Do ove dubine su obieno nize vrijednosti cvrstoce na srnieanje tIa, sto ovisi 0 vrsti tla i lokalitetu. Efekti klimatskih promjena variraju po dubini, a krecu se od 1,20 - 1,50 m, a u tropskim i suptropskim podrucjima i dublje. Dubina smrzavanja odreduje se na osnovu visegodisnjih mjerenja, osmatranja i iskustva. Orijentaeiono, mogu se usvojiti u nasim podruejima slijedece dubine smrzavanja: a) za podrueja sa sredozemnom kIimom i nadmorskom visinom ispod 500 m n.m. dubina treba da iznosi 0,40 m. b) za podrueja sa kontinentalnom kfimom minimalnu dubinu smrzavanja usvojiti 0,80 m. Na ove dubine potrebno je dodati jos 0,10 - 0,20 m radi obezbjedenja, da ne dode do smrzavanja ispod samih temelja (DoIarevic, 1987). Probleme u temeljenju mogu da izazovu bubrenja i skupljanja, oduosno isusivanja pojedinih vrsta tIa, kao sto su npr. glinovita i i10vicasta t1a. Kod sijunka, pijeska i pjeseane prasine ne postoji stetna opasnost od isusivanja i skupljanja, odnosno bubrenja. Ispitivanjem treba ustanoviti dubinu ovih promjena, jer se kod nekih vrsta tia, i kod male tezine objekta, mora nekada temeljiti i na dubini 3,0 m, da bi se izbjegle pojave isusivanja i bubrenja. U izvjesnim slueajevima mora se voditi racuna 0 efektima korijenja vegetacije i drveca. Efekti vlaznosti razliciti su sa vegetacijom i bez vegetacije i drveca, a korijenov sistem, koji doseze i do 5,0 m dubine, moze da izazove i odredene pritiske. Poteskoce sa ispiranjem i erozijom uglavnom su vezane za pjeScana tla. Unutarnja erozija moze biti rezultat filtracije podzenme vode kroz pore i pukotine, koja ispire fine eestice tia, sto dovodi do slijeganja i urusavanja tla. Posebne poteskoce u temeljenju moze izazvati filtracija vode iz otpadnib industrijskih devastiranih materijala u deponijama i kod fIotacije ruda, sto moze dovesti i do urusavanja takvih deponija. U ovome slucaju se mora ispitati dubina ispiranja i postaviti temelje dublje iii preuzeti tehnicke mjere zastite razmatranog podrucja. Povrsinska erozija javlja se kod sipkih i nevezanih kategorija tla u podrucjima sa jakim vjetrovima i tekucim - najcesce bujicarskim tokovima vode. Pored odredivanja dubine temeIja, na osnovu moguce erodivnosti tla, potrebne su i tehnicke mjere povrsinske i dubinske zastite, ukljucujuci i posumljavanja. Opcenito, podrucja sklona klizanju treba izbjegavati za gradnju. Kod plitkih klizanja mogu se poduzeti tehnicke mjere na spreeavanju uzroka klizanja.

46

Temeljenjc

Opterecenje temelja ce nekada malo i nimalo uticati na faktor sigufl1osti, ali ostali uticaji kao zasijecanja, nasipanja, navodnjavanje, odvodnje i s1. imaju znacajan efekat na stabilnost kosina. Kod stijenskih masiva primjenjuju se ankerisanja i injektiranja, u cilju poboljsanja i osiguranja padina, kosina i zasjeka. Ponasanje objekata sa temeljima u pritisnutim zonamaje drugaeije od onih u zatefucim zonama sire razmatranog podrucja. U prvom slucaju kose sile teze da slome objekat, a u drugom da ga razvuku. Opcenito, u ovim slueajevima i kod opterecenja temelja horizontalnim silama treba izvrsiti provjeru stabilnosti na klizanje koja se obezbjeduje sa povecanjem dubine temeljenja i drugim tehnickim mjerama. EkspJotacijom podzemnih sirovina, metodom pumpanja nafie, prirodnog gasa i soli iz podzemlja stvaraju se suplji podzemni prostori koji imaju negativnog efekta na povrsinu zemlje. Kod nas je poznat ovaj slueaj u podrueju Tuzle, gdje je zbog crpljenja soli (isoljavanja) doslo do utonuca dijelova grada i ostecenja pojedinih objekata. U ovakvim i rudarskim podru¢jima potrebne su posebne mjere kod temeljenja i izgradnje objekata. Temeljenja vezana za vibracije i udare mogu se podijeliti u dvije kategorije: (i) eksterne vibracije izazvane, seizmickim aktivnostima, zeljeznickim tunelima i izvodackim aktivnostima, te (iiJ vibracije izazvane ekscentricnom rotacijom iii udarom strojeva unutar objekta. Za aseizmicko gradenje postoje propisi prema kojima se vrsi temeljenje objekta dok u drugom slucaju temeljenje predstavlja posebnu specijalnost koja se u literaturi zasebno obraduje. Najcesce to su izolovani i duboki temelji koji se odvajaju od osnovne konstrukcije, prema specificnim metodama.

26.2. PRORACUN NAPONA NA KONTAKTNOJ POVRSINI TEMELJA I TLA Opterecenje od objekta na tlo prenosi se preko kontaktne - dodirne povrsine temelja i tla u dublje zone tla ispod temelja. Ovi naponi nazivaju se kontaktni naponi i dijelom su obradeni u prvom dijelu ove knjige (12.1.). Proracun se provodi na dva nacina ito: (i Jpravolinijskom raspodjelom pritisaka na dodirnoj povrsini i (iiJ metodom elasticnosti. Do sada uobicajen nacin pravolinijske raspodjele pritisaka predstavlja veoma grubu aproksimaciju stvarne raspodjeJe pritisaka koja se dobija tacnijim i savremenim metodama proracuna, baziranim na deformabilnosti (savitljivosti) temelja i stisljivosti tla. Pri proracunu metod om elasticnog poluprostora koristi se postupak izjednacavanja deformacije temelja objekta i tla, odnosno princip podudarnosti elasticne linije temelja i linije slijeganja tla.

Temeljenje

47

26. Kriteriji, dim(!IIziollirallje, slijeganje i analize plitkog IClIleijellja

IX Plitko - direkwo temeljenje

U cilju odredivanja reaktivnog pritiska na kontaktu temelja i tla za prvi slucaj proracuna koristio se ranije madul reakcije tla (koeficijent poste1jice - k). On se zasniva na pretpostavci da je napon «(j), odnosno pritisak (p), proporcionaian slijeganju (s) u svakoj tacki poluprostora ispod optereeene = k . s) nazvana jos povrsine (vidjeti prvi dio, tacka 8.3.3.). Ova hipoteza Winklerova hipoteza, a u suprotnosti je sa postavkama teorije elasticnosti i to zbog slijedeeih razloga: a) Temelj se ne slijeze ravnomjemo, vee je po pravilu ugnut prema dolje. b) Tio se ne slijeze sarno ispod optereeene povrsine, vee se ono prenosi i na bokove (sl. 26.1.). c) Velicina modula reakcije tla dobije se ispitivanjem tla na kruZnim plocama raznih dimenzija, koje utjecu na dobivene veliCine modula reakcije tla. Sa poveeanjem dimenzija ispitne ploce dobijena vrijednost opada i obratno. Danas se po pravilu interakcija izmedu temelja i t1a racuna prema metodi elasticnosti. Od krutosti i elasticnosti temelja, te 0 vrsti tla ovise kontaktni pritisci i oni se medusobno razlikuju, a jos vise se udaljuju ad pravolinijske raspadjele pritisaka (s1.26.1.). Za ocjenu apsolutne krutosti temeljne konstrukcije primjenjuje se koeficijent apsolutne krutosti (K), za koji postoji vise izraza u Iiteraturi (Dolarevie, 1987). Za Iinijske pravougaone temeljne nosace koeficijent apsoiutne krutosti moze se odrediti iz izraza:

«(j

Ukoliko je koeficijent krutosti (K) za okruglu temeljnu plocu dijametra D (m) veei iii jednak 0,4, temeijna okrugla ploca smatra se krutom, tj.:

.!..L>

(26.3.) K -- 6 Eb 4 - 0 , 4 • Et D Za krute (sL26.1.-a,c,d) i fleksibilne (sL26.1.-b) temelje, kao i za neke vrste tla dati su na slici 26.1. kontaktni pritisci (naponi), iz kojih se vide razlike u oblicima raspodjele pritisaka i slijeganja na kontaktu temelj - tIo (Dolarevie, 1987).

~ I

4

3

(26.1.)

@

gdje je:

Eb, Et - modul deformacija betona:, odnosno tla (MN / m

2

);

lk - moment inercije poprecnog presjeka temelja (m4); B - sirina temeljnog nosaca (m); L - duzina teme1jnog nosaca (m).

S1.26.1. Sematski prikaz slijeganja krutog temelja (a) i fieksibilnog (b), gdje je: slijeganje (1), sa elasticnom linijom temelja (3) i linijom slijeganja Ila (4), te dijagramom pritiska (2) ito za glinu (a-2), pijesak i sljunak (c-2) i sred'1;i tip materijala (d-2).

Ukoliko je K 24, temeljni nosac moze se smatrati apsolutno krutim. Za kvadratne

(L = B)

i pravougle

~) temeJjne ploce krutost se odreduje

prema izrazu: (26.2.)

Za K 2 0,4 48

@

@

Ys temeljna ploca se smatra krutom. Temeljellje

Dok su za glinu pritisci veei na krajevima nego u sredini temelja (sI.26.1.- a-2) dotle su kod pijeska i sljunka pritisci veei u sredini, nego na krajevima temelju, koji su prakticki beznacajni (sI.26.1.-c), (Tomlinson i Boorman, 1995). Ovakve raspodjele kontaktnih pritisaka proizlaze iz krutosti, odnos1l0 fleksibilnosti (elasticnosti) temelja i osobina tla. Kod apso\utl1o krutog sistema temelja elasticna linija slijeganja temelja je prava linija (sI.26.1.a-3), dok je teoretska linija slijeganja tla za ravnomjerno optereeenje kriva izbocena .pr.ema dolje (s1.26.1.a-4). Posto u svakoj tacki mora postojati kontakt izmedu temelJa I tla, Temeijenje

49

IX Plitko - direktllo temeUenje

i linija slijeganja t1a mora biti prava. Ovo dovodi do preraspodjele pritisaka i to tako da se na krajevima poveeavaju, a u sredini smanjuju (kod koherentnog tla i stijenskog masiva), 8tO opet ovisi 0 vrsti tla. Kod fleksibilnog temelja slucaj je suprotan (sI.26.1.-e), tj. elasticna linija slijeganja temelja je jace izbocena prema dolje (sI.26.1.e-3), nego linija slijeganja tla (sI.26.l.e-4) za ravnomjemb optereeenje. U ovome slucaju podudamost Iinije slijeganja tla i elasticne linije temelja izaziva koncentraciju reaktivnog pritiska na sredini, a smanjenje na krajevirna.

26.3. DIMENZIONlRANJE PLITKIH TEMELJA Temeljem objekta treba da se obezbijedi siguran oslonac gornJoJ konstrukciji i njeno normalno funkcionisanje. Da bi se ovo postiglo, moraju, kod dimenzioniranja plitkih temelja, biti ispunjena dva osnovna uslova ito: a) Optereeenje konstrukcije na .temelj mora biti znamo manje od optereeenja koje moze da izazove slom tla ispod temelja, odnosno zahtijeva se odredeni koeficijent sigurnosti u odnosu na pojavu sloma. b) Slijeganje temelja treba biti u dopustenim granicarna, odnosno mora biti toliko da one ne izazove stetne posljedice na konstrukciji objekta. Sazeto receno, dimenzioniranje temelja vrsi se na bazi dopustenih napona, odnosno dopustenog opterecenja tIa, koje se dobije na bazi kriterija sloma tIa, odnosno kriticnog opterecenja, te kriterija dopnstenih sIijeganja. Nacrt Evropskog pravilnika za geotehniku (Eurocode 7) obraduje sire uslove za dimenzioniranje plitkih temelja samaca, traka, rostilja i ploca, koji se radi uporedbe sa nasom dosadasnjom praksom saieto navode u narednoj tacki.

26.3.1. KRAJNJE GRANICNO STANJE I GRANICNO STANJE UPOTREBLJIVOSTl Evrokod 7 predvida provjeru barem slijedeeih granicnih stanja: (i) gubitak opee stabilnosti, (ii) nosivost tla, (iii) slom usljed klizanja, (fv) slom konstrukcije zbog pomjeranja temelja, (v) prekomjerna slijeganja, te (vi) nedozvoljene vibracije. Predvidaju se dvije metode dimenzioniranja plitkih temelja: a) direktna metoda dimenzioniranja sa svim vrstarna analiza za svako granicno stanje uz koristenje proracunskih modela, projektovanih velicina i parametara tla, te b) empirijska metoda proracuna koristenjem i uporedenjem iskustava, rezultata terenskih j laboratorijskih ispitivanja. 50

TemeUellje

26. Kriteriji, dimenzioniranje, s/ijeganje i al1aliz(' plitkog fcmeUenja

Prva metoda obuhvaea modele bolje od druge, koji opisuju mehanizme sloma tia za krajnje granicno stanje (za kriticno opterecenje), te anaiizu deformacija za granicno stanje upotrebljivosti (Szavitz - Nossan i Ivsie 1994.). Krajnja granicna stanja kod plitkih temelja provjeravaju se za: (i) nosivost tla, (ii) opeu stabilnost, (iii) klizanje, (iv) optereeenje sa velikim ekscentricitetom, te (v) slomkonstrukcije usljed pomaka temeljne konstrukcije. Proracnn nosivosti tla provodi se poluempirijskim metodama baziranim na "in situ" testovima iii opaianjima temelja na slicnom tlu. Daju se preporuke za odredivanje nosivosti tla i stijenskog masiva poluempirijskim metodama baziranim na rezultatirna dobivenih presiometrom. Opca stabilnost provjerava se u slucajevima temeljenja na kosinama i prirodnim padinama, pored iskopa iIi potpornih konstrukcija, uz obale rijeka, kanala, jezera, morskih obala, te pokraj rudnika iii drugih podzemnih objekata. Za slucaj da tlo iIi stijenski masiv ispod temelja ukazuje na uslojenost iii diskontinualnost moraju se njihove osobine uzeti u obzir kod preqiostavljenog mehanizma sloma i proracunskog modeia sa izabranim parametrima cvrstoee i deforrnabilnosti. Kontrola opasnosti od klizanja temelja provjerava se kako za drenirano tako i nedrenirano tlo, analitickim i empirijskim metodama. Definirajuei pojam velikog ekscentriciteta (npr. 1/3 sirine odnosno duzine pravouglog temelja), EC traii posebne mjere opreza (npr. konzervativno odredivanje potrebne sirine temelja). Prop is zahtijeva takoder provjeru vertikalnih 1 horizontal nih diferencijalnih pomaka temelja konstrukcije izazvanih projektovanim optereeenjem pri konacnom granicnom stanju. Ako pomaci temelja izazvani optereeenjem za konacno granicno stanje vode slomu konstrukcije, potrebne su obimnije i slozenije analize, sto klasificira konstrukciju u treeu geotehnicku kategoriju. Kod granicnog stanja upotrebijivosti treba odrediti ukupna i diferencijalna slijeganja tla, te slijeganja usljed rotacije temelja u tIu. Propisi EC 7 dopustaju koristenje, izmedu ostalih i primjenu naponsko deformacionih metoda, te prilagodene elasticne metode za proracun slijeganja tla, ispod temelja. Naponi u tIu racunaju se na osnovu raspodjeJe napona u elasticnom i u izotropnom i homogenom poluprostoru, uz linearnu raspodjelu kontaktnih pritisaka. Za slijeganje koristi se integracija vertikalnih specificnih deformacija, uz primjenu modula stisljivosti dobivenih laboratorijskim ispitivanjirna, iIi ispitivanjima "in situ". Diferencijalna slijeganja i relativne rotacije treba procijeniti i uporediti sa kriterijumom za granicno stanje upotrebljivosti. Propis Ee 7 traii da se kod plitkih temelja diferencijalna slijeganja pretpostave min 10,0 mm, osim ako nisu Temeljenje

5]

26. Kriteriji, dimellziollirallje, s/ijegollje i onalize plitkog lemeljenjo

IX Plitko - direktllo temeljenje

kOllstruktivno sprijecena gorqjom konstrukcijom, bez obzira na proracunom dobijene vrijednosti. Temelje izlozene vibracijama treba dimenzionirati tako da ne dode do rez~nancije izmedu frekvencije vibrirajuceg stroja i frekvencije tla, te da vibracije ne lzaZOVU nedopustena slijeganja.

26.3.2. DOPUSTENO OPTERECENJE PREMA KRITERIJU SLOMATLA

+ q.'N q . S q .!.q + 0'5· y'·B'·Ny . Sy . 1y'

nagiba opterecenja, prouzrokovanog horizontalnom silom H paralelno sa efektivnom (korisnom) stranicom B ': Iq :::: 1- [0,7 H/(V + A'.c'.ctgcp')];

ic =

=e'Jltg
.tg2 ( 45°

(26.4.)

Q 400

z

+~)

1) ctgcp';

Ny =2(Nq -l)tgcp'; 8 ~

w 350 w

·U 0::

+(Bk}incp'

300

0

« z

2~

~

250

..j

0

> N

200

0

S{ml

0

150

za pravougaoni oblik temelja;

Sq

=1 +sincp' za kvadratni iii kruzni oblik temelja;

Sy

=1-0,3(B

Sy

=0,7 za kvadratni iIi krumi temelj;

Sc

........

(26.5.)

oblika temelja:

Sq :::: 1

kP~

:!;

UJ

Nc = (Nq

(iqNq-l)/(Nq-1).

k)

zapravougaoni temelj;

(26.8.)

Oznake ujednadzbi 26.4. obrazlozene su u poglavlju 14. Vrijednosti dobivene za projektovanu nosivost tla prerna mnogim autorima i propisima se medusobno raziikuju, sto ovisi 0 datim izrazima za projektovane faktore. Vrkljan i Matkovic (1994) uporedili su projektovane nosivosti tla (dopustena nosivost) odredene Terzaghijevim i EC 7. izrazom i formulom datoj u Pravilniku (s1.26.2.). Uocljivo je da sadasnji Pravilnik u odredenom domenu daje nesto konzervativnije rezuitate zbog nepovoljnog uticaja propisanog faktora dubine (de).

sa slijedecim bezdimenzionalnim projektnim faktorirna: ~ nosivosti: Nq

}

iy = 1- [H/(V + A'.c'.ctgcp')];

. .. U pogiaviju 14. obradenaje detaljnije nosivost tla ispod temelja na osnovu kntenJa sloma tla i dopustenog opterecenja. Kriticno opterecenje (opterecenje ~loma iii granicno opterecenje - fJJ), odnosno dopusteno opterecenje (qd) odredeno Je prema modelima vise autora i prema Pravilniku 0 tehnickim normativima za temeljenje gradevinskih objekata (Pravilnik). U ovoj tacki bit ce prezentirana neka novija saznanja i izrazi za kriticno opterecenje tIa. ~ EC 7 preporucuje za projektovanu nosivost u dreniranim uslovima: . -Q = c·'N A ·c· Se 'le

~

0.50

Sr= 0.9S Se= 1.01 dc= 1.35

1.0

1.S

2.0

0.9& 1.02 1.35

0.94 1.03 1.23

0.92 1.04 1.18

(26.6.)

=(sqNq-l)/(Nq-1) za pravougaoni, kvadratni

iIi kruzni oblik temelja; ~ nagiba opterecenja, prouzrokovanog horizontalnom silom H paralelno efektivnoj stranici temelja L': ~ --------------------~~---------------------Temeljenje

SI.26.2.

Prikaz dopustenih opterecenja prema:

Terzaghiju

F, = 2,0(1) iF, =3,0(2),

Evrokod 7. sa F", =1,2(3), Pravilniku F", =1,2(4)iF", =1,8(5), za dubinu temelja D =1,Om i osobine tla:

ip =

30" ,c = 0,

r = 19 kPa (Vrkljan, Matkovic, 1994).

Temeljellje

53

IX Plitko - direktno temeljellje

26. Kriteriji, dimenzioniralljc, slijeganje i analize plitkog feme/jenja

Seizmicka nosivost tla za plitke temelje je dosada nedovoljno izucavana i publikovana. Nedavno je Richards (Ricards i dr., 1993) razvio teoriju seizmicke nosivosti, od koje se iznose najosnovnije postavke (Tomlinson, Boorman, 1995).

U slucaju kh

=kv =0 jednadzba 26.9. postaje: qj = c· Ne +y. N q +0,5 'YB .B·Ny ,

(26.12.)

Na slici 26.3.-b dati su odnosi seizmickih i statickih faktora nosivosti

(N ~c N~q i N;{y ) sa uglovima -0 i uglovima smicanja qJ • '

26.3.3. DOPUSTENO OPTERECENJE PREMA KRITERIJU DOPUSTENIH SLlJEGANJA

SI.26.3. Elasticno slijeganje fleksibilnog (1) i krutog (2) temelja@ sa dijagramom

vrijednosti koeficijenata a,aav iar ovisno 0 odnosu duiine i sirine (L/B) temelja

@ gdje je

V

Poissonov koeficijent, a M modul deformacija - elasticnosti (Braja,

Da bi se odredilo slijeganje neke tacke ispod temelja, potrebno je poznavati: (i) sastav tla (ii) modul deformacija - stisljivosti i (iii) raspodjelu napona u tlu (vidjeti poglavlje 12.). Ove osobine i njihovo definisanje opisani su u navedenom poglavlju, te ce u ovoj tacki biti prezentirani sarno podaci 0 modulu deformacija i dozvoljenim opterecenjima iz literature i vaZecih propisa za koherentno i nekoherentno tlo. U narednoj tacki date su i druge metode proracuna slijeganja plitkih temelja.

1995).

Na izvjesnom odstojanju plitkih temelja moze doci do ostecenja, odnosno sloma tla za vrijeme seizmickih dogadaja. Na slici 26.3. prikazanaje priroda sloma tla ispod temelja za ovu analizu. Na ovoj slici uglovi a AE i apE za aktivni i pasivni plitisak bazirani su na uslovima Coulombovog (Kulonovog) mehanizma sloma (s1.26.3-a). Na bazi ove teorije, seizmicku kriticnu nosivost za trakaste temelje moguce je izraziti kao: qjE = c· NeE +y' D· NqE + 0,5· y. B· N yE , (26.9.) gdje su:

NeE' N qE iN yE - seizmicki faktori nosivosti i funkcije su ugla smicanja qJ i ugla -0, tj.:

NeE' NqE i NrE = r(
(26.10.) (26.11.)

26.3.3.1. Numericke vrijednosti modula deformacija tia VeliCina, tok i vrijeme slijeganja razlicito se ponasaju kodjako propusnog i slabo propusnog tla. Isto tako, metode odredivanja modula deformacija, prema kojem se racuna slijeganje, razlicite su kod ove dvije vrste materijala. Ukupno sIijeganje (s) racuna se prema metodama klasicne teorije elasticnosti iIi prema modificiranim teorijama elasticnosti koje uzimaju U obzir elasticnu anizotropiju poluprostora po dubini. Za aproksimativne proracune slijeganja mogu seuzeti moduli stisljivosti (M v) prema zbijenosti nekoherentnog materijala i prema konzistenciji, odnosno monoaksijalnoj cvrst06i koherentnog materijala prema tabelama 26.1. i 26.2., koje su date prema vazecem Pravilniku (Sl.Iist 34174). Indeks relativne zbijenosti (gustoce) moze se odrediti laboratorijskim ispitivanjem Ged.4.22.), iii procijeniti na bazi broja udaraca (N) standardnog dinamickog opita prema obrascu (Dolarevic, 1987):

k" - vertikalni koeficijent akceleracije za vrijeme zemljotresa. 54

Temeljenje

=~lg

I

k" - horizontalni koeficijent akceleracije za vrijeme zemljotresa i

D

2

2N

(26.13.)

1,8+0,Olq

gdjeje: Tell1eljenje

55

26. Kriferiji, dimellzioniranje, slijeganje i analize plilkog feme/jen.}a

IX Plitko direktno femeijenje

q - vertikalno opterecenje

(k%z ) za mjesto i dubinu: gdje je izvrseno

ispitivanje; N - Ckd (kN I 400

1m

2)' Unekoherentnom tlu; 26.3.3.2. Kriteriji dopustenih opterecenja za koherentno i nekoherentno tlo

C otpomost prodiranja siljka ( k%2 ). kd -

Pravilnikom iz 1974. godine data su dopustena opterecenja (qd) za temelje u nekoherentnom i koherentnom tlu, u odnosu na dopustena slijeganja (tabela 26.3. i 26.4.).

Moduli stisljivosti za nekoherentno tlo Tabela 26.1. .....

...•.

::

Indeks .relativne zbijenosti .(1 D)

NEKUHERENTNO TLO .....

\

Sitan i srednje krupan pijesak

Krupan pijesak i sljunak

Ukoliko se apsolutna i relativna racunska slijeganja ne dokazuju posebnom detaljnom analizom slijeganja temelja, dopusta se maksirnalno racunsko sIijeganje od 2,5 cm u nekoherentnom, a 5,0 cm u koherentnom tIu.

Rastresit Srednje zbijen Zbilell Vrlo zbijen Rastresit Srednje zbijen Zbijen Vrlo zbijen

M6dul····~tisIJiY:?~~;

Mv(M%~J

Dopusteno opterecerlje za nekoherentno tlo \';' "~";:

":.'."

,

·,·$~~jeisitari.pijeiiak

ID :S;0,35 0,36-0,65 0,66-0,85 0,86-1,00

Mv:S;7,5 7,5 - 15,0 15,0- 30,0 Mv ~30,0

ID:S; 0,35 0,36-0,65 0,66-0,85 0,86 -1,00

M v :S;15,0 15,0- 30,0 30,0-60,0

Rastresit pijesak

M v ?:60,0

pijesak

c.:'..

Zbijenost

Srednje zbijen

. ,

INDEKS KONZISTENCHE KOlIERENTNO TLO .'.

It: ....

VRLOMEHKE GLlNE GLlNEI PRASlNE

MEHKE SREDNJE PLASTICNE KRUTO PLASTICNE POLUTVRDE TVRDE

=(WL-W~

.,.

p

MOD~

Mv < 0,50 0,5 -2,0 2,0 -5,0 5,0 -10,0 10,0 20,0

Ie> 1,25

Mv> 20

Kod fleksibilnih temeljnih traka iii temelja samaca, na tlu bez narocite heterogellosti u sastavu i lla medusobnoj udaljenosti pojedinih temelja vecoj od 7,0 m, mogu se dopustiti diferencijalna slijeganja velicine oko 50%, apsolutnih racullskih slijegallja u nekoherentnom tIu, odnosl1o 25% u koherentnom tIu, 56

Temeljellje

20

40

100

140

180

0,35

Krupni .pijesak is1juIiak ., • .. ,: c' Relativna zbijenost

"

Zbijenost

ID Rastresit 0,00

150

250

320

Srednje zbijen 0,35

210

360

600

0,85

Zbijen 0,65

330

590

1,00

..

fk%z2J

Ie < 0,25 0,26-0,50 0,51 -0,75 0,76-1,00 Ie> 1,00

pijesak

...

STlSiJIVdsTI . .

Mv

!O

0,65

Vrlozbijen

Tabela 26.2. '

.'

Tabela 26",

0

Zbijen pijesak

. .

("%}T

(qdJ

q=Y·D(,,%,)

Re!ativna zbijenost

ID

Moduli stisljivosti za koherentno tlo .....

))opuStefiO opterecerije.·

800

Vrlo zbijen 0,85

Vrijednosti date u tabelama 26.3. i 26.4. odnose se na glavna i dodatna opterecenja, te za oznaceno minimalno opterecenje tla (q = y . D). Sirina temelja uzeta je pod pretpostavkom da iznosi do 80 cm, a slijeganje 2,5 cm, s tim da je nivo podzemne vode nizi od sirine stope temelja (B). Vrijednosti u datim tabelama mogu se koristiti u intervalu opterecenja (q) 1 - 40

(k%2)

i za sirine temelja B od 0,80 do 1,60 m, ako se posluzimo

aproksimacijom da odredenom produktu B· r . D odgovara isto tako ukupno dopusteno opterecenje qj' B j = q2 . B2 . Dakle, vrijednosti izmedu qd lineamo se interpoliraju po I D i q. Ako je razlika izmedu stope temelja i nivoa podzemne vode manja od sirine temelja B, zadane vrijednosti smanjuju se za 50

(o/m2 ).

Temeljellje

57

26. Kriteriji, dimenziolliranje. s/ijeganje i allalize plitkog tellleljenja

IX Plit/w - direknw temeljenje

Dopustena nosivost koherentnog t1a, ako se uzme u obzir osnovno i dodatno opterecenje za sirinu temelja 80 em, a za dopusteno slijeganje 2,5 em, moze se dobiti iz izraza: Dopu.fteno opterecerije za koherentno tlo Tabela 26.4. .,.. ( ..... Indcks!, '. Kqnzistc\1SiJll ".

j'"

.'. ....

.' •. •.. Pra1lina:.,2<

konzisteilcije . ..,

· · :. )" 1. C'c .....•.....

Vrlo mehka

", '

,,". "

0,00

.

20

SO 0,7S 100 1,0

1,0

Polutvrda

200

1,2S

400

q'd =qd +q,

gdje je q d dato u tabeli 26.4., a q =

'

Polutvrda 1,25

Tvrda

.

N~vrij&lnost

OPISTLA .

0,7S

Kruto plasticna

"

".

0,50

Tvrda

Temeljenje na pijesku i sljunku na minimalnoj dubini 0,75 m (Burland, Burbidge, 1985) Tabela 26.5.

0,25

Mehka Srednje plasticna

Ako je dopusteno slijeganje manje od 5 em i B manje od 1,60 m, onda se moze koristiti dati izraz 26.15. uz linearnu interpolaeiju. U tabeli 26.5. dataje proracunata - dopustena nosivost temelja na pijesku i sljunku U ovisnosti od broja udaraea prj SPT (standardni penetraeioni test). Uzima seda nivo vode ne dospijeva do nivoa temelja i da slijeganje u duzem periodu ne prelazi 5 em, za jedan izolirani trakasti temelj. Vrijednosti nosivosti za temelje samee sirine do 3,0 m mogu se priblizno dva puta povecati. (Tomlinson, Boonnan, 1995; Burland, Burbidge, 1985).

Vrlo zbijen pijesak i sljunak Zbijen pijesak i sljunak Srednje zbijen pijesak i sljunak Rastresit pijesak i sljunak

e(,,%2) ,

Za sirinu temelja (m)

SPT ' ....•.

DoplIsteno opterecenj

l.0

'.""

>SO 30-50 10-30 S - 10

800 SOO- 800 150-S00 SO- ISO

"'2,0 600 400-600 100-400 50-100

•. ·4,0 SOO 3OO-S00 100-300 30 - 100

Temeljenje na glinovitom tlu minimalne dubine 1,0 m ispod nivoa tla (Burland, Burbidge, 1985)

(26.14.)

.Nedreninlnli

r .D .

cvrstoca na snllcanje

Za sirine temelja B izmedu 80 i 160 em, a za dozvoljeno slijeganje vece od 2,5 em (Sd > 2,5) moze se izracunati dozvoljeno opterecenje kohe~entnog tla iz izraza:

U%2)

(26.15.)

>300

800

600

400

150 - 300

400- 800

300-500

150 - 250

75 - 150

200 -400

150 - 250

75 - 125

40·75

100 - 200

75 -100

50-75

20-40

50 - 100

25 - 50

Beznacajno

gdjeje: qd - vrijednost iz tabele 26.6. za koherentno tlo;

B

sirina temelja u em; dopusteno slijeganje, stirn ako je izraz 32· Sd / B veci od jedan, ova se jednadzba ne moze primijeniti.

Sd -

Ako se u statickom proracunu uzimaju u obzir sarno glavna opterecenja, vrijednosti se mogu smanjiti za 20%, a ako se ukljuce i posebna opterecenja, vrijednosti u tabeli se mogu povecati za 20%.

58

. Temeljellje

aluvi'alne line

Proracunata dopustena opterecenja temelja na glinovitom tlu data su u tabeli 26.6. (Burland, Burbidge, 1985). Rezultati su bazirani na londonskoj glini, s tim da u duzem periodu slijeganja ne prelaze 5 em.

TClI1cljmje

59

IX Plilko - direktno temeljenje

26. Krileriji, dimellZiollirallje, slijegallje i allaljze plitkog temeijellja

26.4. METODE ODREDIVANJA SLlJEGANJA PLITKIH TEMELJA

(26.20.)

U osnovi se sIijeganje temelja i tIa, usljed vanjskog opterecenja, moze podijeliti na: (i) trenutno (direktno, momentalno iii elasticno) slijeganje (PO) i (ii) konsolidaciono slijeganje, odnosno konsolidacija (Pe). Trenutno slijeganje temelja odigrava se za vrijeme iIi odmah nakon izgradnje objekta. Konsolidacija tla odvija se u dliZem vremenskom periodu, ovisno 0 vrsti tla i uslovima dreniranja vode iz tla. SIijeganje temelja razmatrano je u poglaviju 13, kao i u tacki 26.3. pri analizi kriticnog opterecenja temelja. Nacin proracuna sIijeganja temelja bit ce analiziran sa vise detaija u slijedecim podtackama.

Vrijednosti aav iar mogu se dobiti iz dijagrama na slici 26.3. (Braja,

1995). Ako se nestisljivi sloj stijenskog masiva nalazi na ogranicenoj dubini (H), onda stvarno sIijeganje moze biti manje od racunski dobivene vrijednosti prema datim jednadzbama. Medutim, ako je dubina veca od 2B - 3B, stvarno slijeganje nece se znatnije mijenjati. Vertikalno konacno slijeganje u bilo kojoj tacki na povrsini elasticnog poluprostora (p d) kruzne iIi pravougaone ravnomjerno opterecene povrsine moze se takoder dobiti iz jednacine (analogne jednadzbi 26.16.) koju je dao Schleicher (Slajher, 1926) u obliku (Dolarevic, 1987):

26.4.1. PRORACUN TRENUTNOG SLIJEGANJA FLEKSIBILNIH I KRUTIH PLITKIH TEMEUA

i Pd =

gdjeje: Teoretski, ako je D trenutno elasticno slijeganje

=0

i H

(p.)

I

=co

(s1.26.3.), a za idealno fleksibilni temelj

prema Harriju (1966), moze se izraziti u obliku:

q' B (

Pe =M I-v

2

\a

'2'

(26.16.)

(26.21.)

q - ravnomJerno opterecenje na tlo (za ukopani (kN/m qo - pritisak od vanjskog opterecenja (kN/ m2 ); y' - efektivna tei:ina na jedinicu zapremine (kN / m 2

temelj:

q= qo - r· D)

);

3

);

Vrijednosti koeficijenata oblika i krutosti (Cd) Tabela267 Icc

(26.18.)

C,.CcC.C

T.ernelj c

c

KruZni Kruini (krut;)

(26.19.)

--------------------~~----------------------Temeljellje

Kvadratni (krnti) Pravougaoni

c

TACKE (Slika26.7.)

Kvadrami

Meautim, za slucaj krutog temelja trenutno slijeganje je drugaCije od prethodnog i moze se dobiti iz izraza: 60

i

(26.17.)

a ta vrijednost je, ovisno 0 odnosu duzine i sirine temelja (L/ B), prikazana na dijagramu slike 26.3., LiB - duzina, odnosno sirina temelja (m). Srednje trenutno slijeganje za fleksibilni temelj moze se, takoaer, prikazati u obliku:

jPe =7~-V2}xavl·

}

Cr koeficijent oblika i krutosti temelja (tabela 26.7.);

za centar fleksibilnog temelja, gdje je:

a~ ~H ~::)+nl{ ~+:)}

2

D - dubina ukopavanja (m);

za ugao fleksibilnog temelja i

Ir-Pe-=-q-~-B-(I-_V-2-}x-,---,

Cd;' B (l-v

L/ B '" 1,5 -2,0 -3,0 5,0 -10,0 ; 100,0

It:

Prosjecno'

c'C·c 1.00 0.79 1,12 0,99

b

l

0,64 0.79 0,56 0,99

0.64 0,79 0,76 0.99

0,64 0,79 0.76 0,99

0.85 0,79 0,95 0.99

1.36

0,67

0,89

0,97

1,15

1.12 1,35 1.68 2.12 3.60

1,30 1,52 1,83 2,25 3,70

1,52 1,78 2,10 2,53 4,00

'cC,

0,76$1 0,88 1,05

1.26 2,00

I

1,4 2.20

CC'"

(kN/ m

2 ) - u literaturi koristi se oznaka E i termin M - modul deformacija modul elasticnosti; v - Poissonov (Poasonov) koeficijent, koji se aproksimativno moze uzeti za: rastresit pijesak 0,20 - 0,40; srednje zbijen pijesak 0,25 0,40;

Temeljenje

61

26. KriterUi, dimenziolliran.ie, slUegallje i allalize plilkog u:meljenja

IX Plitko - direktno temeljellje

zbijen pijesak 0,30 - 0,45; muljevit pijesak 0,20 - 0,40; pijesak i sljunak 0,15 - 0,35; srednje plasticna glina 0,20 - 0,50 (Braja, 1995). Terzaghi (1955) preporucuje ovaj koeficijent u ne§to izmijenjenim velicinama. lednadzba 26.21. moze se koristiti i za slijeganje krutih temelja kruznog iii kvadratnog oblika (tabela 26.7.), koji se ravnomjerno slijezu po cijeloj opterecenoj povrsini.

@

5

.....__....._r ----. I

7----;®

1

I

! ~...;;I!.o~I!----~

2.,r

B

I

l

m

-11'-_ _8==--_-11'--

-J

m

+

Sl.26.4. Oblici temelja sa tackama u kojim su dati koeficijenti oblika u tabeli 26. 7.

Za krute temelje pravougaonog oblika ravnomjerno slijeganje (Po) moze se priblizno proracunati na osnovu slijeganja fleksibilnog temeIja u pojedinim tackama iz izraza: 1 (26.22.) Po = '3 (2pc + Pk)' gdje je: Pc i Pk slijeganje fleksibilnog temelja u tacki c i k. Slijeganje tacke izvan opterecene povrsine, kod krumog presjeka na odstojanju r (tacka n), moze se izracunati za kruti krumi temelj (sl. 26.4.-b), iz izraza: 2 . B P =-P . arc Sill-. (26.23.) n 7[ C 2r Slijeganje proizvoljne tacke izvan (s1. 26.4.-a, tacka n), iIi unutar opterecene povrsine, moze se dobiti superponiranjem slijeganja ugaonih tacaka od opterecenja razlicitih pozitivnih i negativnih pravougaonika, koji imaju zajednicki ugao u toj tacki. Tako npr. za tacku n (s1. 26.4.-a) formiraju se pravougaonici ciji ce zbir slijeganja biti:

Pn = p(n,l,2,3)+ p(n,3,4,S)- p(n,1,6,7,)- p(n,5,8,7) 62

Temeljenje

(26.24.)

Ovakav nacin proracuna slijeganja moguc je i za izlomljeni oblik temelja. Ovaj postupak obrazlozen je u prvom dijelu knjige, kod iznalaZenja napona ispod pojedinih tacaka.

26.4.2. PROCJENA SLlJEGANJA PLlTKIH TEMELJA NA PlJESKU I SLJUNKU Iz analize proracuna slijeganja temelja date u poglavlju 13. vidljivo je da se slijeganje temelja na pijesku i sljunku i drugim nasutim zrnastim materijalima obavi odmah nakon opterecenja temelja. S obzirom daje tesko uzeti neporemecene uzorke tla iz ovakvih materijala, ne praktikuje se laboratorijsko ispitivanje za determinisanje njegovih deformacionih karakteristika. Slijeganje temelja na pijesku i sljunku procjenjuje se poluernpirijskim metodama baziranim na SPT (Standardni penetracioni test - Standard penetration tests) iIi CPT (Staticki penetracioni test siljkom - Cone penetration tests). Danas postoji vise poluempirijskih izraza za proracun slijeganja temelja na pijesku i sljunku, od kojih se za neke navodi sarno koristena literatura. a) Priblizno slijeganje na bazi SPT ustanoviJi su Schultze i Sharif (Sulce i Sarif, 1973) na bazi odnosa izmedu broja udaraca (N), dimenzija temelja (L i B) dubine ukopavanja temelja (D) i koeficijenta slijeganja, (s) t;:.z.:ti.:.:.,:_ _ _ _ _ _~

P

S'q

NO,87

(1 + O,4D/B)

za H/B>2 - ,

(26.25.)

gdje je: q - opterecenje u ravni temelja (kN/m 2 ); s - koeficijent slijeganja (mmJkN / m2) - dijagram na slici 26.5. N - broj udaraca; D i B - dubina ukopavanja, odnosno sirina temelja (m); H - dubina ispod temelja do cvrste baze (m). Izraz je ustanovljen na bazi korelacije broja udaraca (N) sa osrnatranim slijeganjem objekata. Za odnos H / B < 2 koriste se redukcioni faktori iz tabele

26.8. (Tomlinson i Boorman, 1995). Burland i Burbidge (1985) ustanovili su drugi empiricki odnos na bazi rezultata SPT, za slijeganje temelja na pijesku i sljunku, koji sadrzi: faktor oblika, korekcioni faktor dubine, vremenski faktor, srednji neto pritisak, maksimalni efekat pritiska u ravni temelja i indeks pritiska (Tomlinson i Boorman, 1995). b) Priblizno siijeganje na bazi ispitivanja statickim prodiranjem siljka prema Schmertmann-u i dr., (1978) moze se izraziti u obliku (Tomlinson i Boorman, 1995; Braja, 1995): Temeljenje

63

IX Plitko - direktllo /emel)ell)e

26. Kriteriji, dimellziollirallje, slijegallje i allalize plitkog /emeljenja

(26.26.)

Moduli deforrnacija (M - kN/ m 2 ) dobiju se mnozenjem statickog otpora prodiranja Siljka (Ckd ) sa 2,5 za kvadratne, odnosno sa 3,5 za trakaste temelje.

~

o

z

~E 10D~~========~==~------~

-- >< 02

01

W

./

B

«

g :z g

!;!

/

L

o

~

L/B=S

O.~L.5--~--~2~~3.....4-5:----:'1':-0---:::20;;-:3:=O-::4Q;;!SO SIRINA TEMEUA (m J

IS

1.0 0.5

I

2

0.91 0.76

0.89 0.72 0.46

0.52

5

lOa

0.87 0.&9 0.43

0.65 0.&5 0.39

,

~

~

,.,"

KORISTl SE M=2.S Ckd ~

0..

W

A

L t.

06

v

~

~:I

'"

lL

'"

28

....

V

....

.... z !!!

OS

....

~

::l: W

04

~~

~ B -'

03

"

I

,,A-.. .L>IO B

,

,"

~

LIp =q-q. ,,"

~

o

,,

II

J q'=rD

~Z,,:c;:r;ME-bliil 2

KOR 1ST! SE M=3.S Ck

8

B

BxL

B z,,1->IO

B

qp

DUBINA SlUKA I",

~

/

Sl.26.5. Dijagram koeficijenta slijeganja (s) ovisno 0 sirini temelja (B) dobiven na bali rezultata SPT (a), sa skicom temelja (b) i tabelom redukcionog Jaktora za H / B < 2 (26.10.), prema Schultzeu i Shariju, 1973).

"

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

O.G

UTICAJNI FAKTOR VERllKALNIH NAPONA Iz

Sl.26.6. Dijagram uticajnog Jaktora vertikalnog napona (IJ prema Schmertmannu i dr. (1978) (a), sa skicom i oznakama ukopanog temelja (b).

gdje je:

C, == 1- 0,5!L - korekcioni faktor dubine; !1 p

Cz == 1+ 0,21og10 (

vrijeme gOdine) . . 0,1 - vremenskI faktor puzanJa;

!1 p == q - q' == q - y . D - neto opterecenje u ravni temelja;

1z - uticajni faktor vertikalnih napona (s1.26.6.); !1 z - debljina sloja tla;

M - modul deformacije (Es oznaka u originaJu); B i L - sirina i duzina temelja.

26.4.3. POCETNO SLIJEGANJE PLITKIH TEMELJA NA ZASICENOJ GLINI Op6enito je, za slucaj konstantnog modula deformacija tla (M) pogodna metoda lanbua i dr. (1956), koja je modifikovana od strane Christiana i Caniera (Kristian i Karier, 1978). lednadzba predstavlja prosjecno pocetno slijeganje fleksibilnog temelja (p e) na zasicenom glinenom tIu (Poissonov koeficijent V 0,5), a ima oblik (Tomlinson i Boorman, 1995; Braja, 1995):

Uticaj vertikalnog napona I z dobije se iz dijagrama na slici 26.6. i to za kvadratne temelje kriva za pravougaone

64

1J{ = 1, a za trakaste temelje kriva 1J{ > 10. Vrijednosti

1J{ < 10 dobiju se interpolacijom. Temeljell)e

(26.27.) gdjeje: Al - faktor ovisi

(H / B)

0

odnosu debljine opterecenog sloja i sirine temelja (L/ B) temelja (s1.26. 7.-b).

i od odnosa duzine i sirine Temeljel1je

65

IX Plitko - direktno temeUenje

A2 - faktor ovisan od odnosa dubine ukopavanja (D) i sirine (D/ B) temelja (sI.26.7.-a).

nJ~ * o

~J:

~<4

1

q@'O

J

A2

a

ea

'~ ;;

o.

deformacija (M u) koristi se za proracun pocetnog slijeganja temelja na glini prasinastoj glini.

~ "'--

10

IS

2

2

OONOS OIB

! ~I


.....

"

1.5,1=----+----\-;G~=--__--I~C----4

:::>

KVADRATNI

~ ____~~~~:f=======1~KRgU~M'2:~ O,S~

0

f

:.::

I I I


DONOS HID

SI.26.7. Faktori Al (b) i A z (a) za proracun srednjeg pocetnog slijeganja opterecene povrsine (Christian i Carrier, 1978).

Proracun pocetnog slijeganja (PJ, lj. elasticnog slijeganja ispod ugla fleksibilno opterecene povrsine, moze se dobiti iz jednadzbe (Tomlinson i Boorman, 1995): (26.28.) gdjeje:

S

,

I I I I I

!I o

I I

I

I

I

I

,I

I

I I

I

,

I

VRIJEONOSTI

Fl ( - ) F2 (---)

,~

r\

\'

1

I

"

\ t\. l/B=5

L/B=2 \

I

L/B-1 02

0.3

~

"\ ~ ~ '\, ~ ~

:~ I L/B::ro

OJ

0,8

)1= 0 1 Ip= FI +Fz (=)

,

/11 I:

0.7

OA

VRIJEONOST!

\LlB=ro\"

0_6

0.5 ~

'\1\ 0]

I

L/B=10

If!0,

e

i Fz

S1.26.. 8 Dlj-'agram za proracun pocetnog s/ijeganja (p.) na uglu temelja fleksibilno opterecenu zonu na povrsini elasticnog sloja (Tomlinson i Boorman, 1995). Poissonov (Poasonov) koeficijent Tabela 26 9

qn - neto pritisak temelja; B i L - sirina i duzina temelja; M - modul deformacija tla; v - Poissonov koeficijent (tabela 26.9.) H - debljina stisljivog sloja ispod temelja; Ip - uticajni faktor (dijagram na slici 26.9.) Jednadzba 26.28. se navodi i radi njenog koristenja prema Evrokodu 7. za proracun slijeganja kao prilagodena elasticna metoda. Sa dreniranim modulom deformacija (M d) vrsi se proracun totalnog slijeganja, tj. pocetnog slijeganja i konsolidacije temelja na sljunku, pijesku, prasini i glini. Nedrenirani modul

66

!

a:

"

fC f7 -jIII\

I 6 I

.--

~~

I ,I : i, LI B=5

:z

c

""'"

,

I

06

'Y = 0.5, Ip=Fl (-J

~

I

'l/B=2

CD

1.0t=----+-~~=_t=======i::!L..-==9

,

':-1\' ~ I

4

W

t:2

At

~

,

,

I

::c -0

I!I "I

I

VR I JEONOSTI Fj i F2 03 04 05

02

01

.""~i--

o.B0

26. Kriteriji, dimenziollirallje, sJijegQlljc i Qllalize plitkog tcmcljenja

Temefjenje

VRSTATLA ,'... .. GLINA (nedrenirana) GLINA (mehka, necirenirana) PRASINA PlJESAK STlJENA - KAMEN

Poissonov . . koeficUent (v) 0,5 0,1 -0,2 0,3 0,1 - 0,3 0,2

w-

. r7t~ i I

I! 1 °1 I ~ 1 1 H 1~

Ii

I

J ,

I

, 1

I

I

,f--B - - f

:

.... :::r

::>F

¥

ox

1

'

",I

Vrijednosti za faktor Fl i F2 date su na dijagramu (s1.26.8.), u ovisnosti od odnosa HI B i L/ B . Elasticno slijeganje ne treba racunati za debljinu (H) ve6u od4B. TemeUellje

67

26. Kriteriji, dimcllziollirallje, siijegallje i allalize plitkog temeijenja

IX Plitko - direktllo temelje/lje

F = Qu(e) = F:! .

26.4.4. SLIJEGANJE EKSCENTRICNO OPTERECENIH TEMELJA

>-

Nacin proracuna slijeganja u tackama 26.4.1 - 26.4.3. odnosi se na siijeganje centricno opterecenih temelja. Ekscentricno optereceni temelji bit ce podvrgnuti vertikalnom slijeganju i rotaciji temelja (sI.26.9.). Georgiadis i Butterfield (1988) predlaiu slijedeci tok determinisanja slijeganja (p) i rotacije (8) temelja pod takvim uslovima opterecenja (Braja, 1995): >- Za poznato opterecenje (Q) temelja i ekscentriciteta (e) traii se slijeganje (PJ i rotacija temeija (t), uz koristenje izraza za kriticno opterecenje po Brinch Hansenu iii drugim autorima (qj - jedn.14.25.).

>-

Odrediti konacno opterecenje Qu(e=O) za isti temelj, ali za e = 0 (centricno opterecen temelj,jedn.14.25.), azatim: Qu(e=O) = Q

F:

(2631 )

(e=O)'

.

9

2.0

f--

f->1-

v ~.~tikal,!c slljeganje (b2-rctaci'a

8

...z

~(hitman i

-~ . '

~

.. .'.;.

-'

-.~'

u

."::. ;:. -- -

u.. 1.0 o

..

w

o ,'. ;': ,;-;-:.;...',-,"-',-,-,-"

~

...

,"

"",'.

-

Richart, 19671

1--'

w

..

.' 7

I.S

(26.29.) ~

. ",

......

I

! I

-

I' I

o. 5

-
I

e- ekscentricitet

2e

I!'

iI

A~BL

-

N


6

,~ 0 .-.-

5

Z

W ...,

U u.. w 0

-~

~

'Richart,ISS7l

2

I-

I

I

I

\

\

3

4

5

I

-

4

I

I

3 6 7 8 910

Sl.26.1O. Koeficijenti

f3J,

f32 i C U ovisnosti od odnosa US (Braja, 1995).

~e -stijegnnje

J

'~ ; = - ge

" '"

..L ~(L", 1963; Whitman

1.5

u

DONOS LIB

'e

I~.- ---'K' I I

~~

, /~ 1--' _ 1--

V"'" I

.

1

Pronaci konacno opterecenje za stvarnu povrsinu opterecenja: Qu(e) = qj . A'= qf . B'·L'.

I

Q(e=O)

je dopusteno opterecenje za temelj za Fs

Determinisanje koeficijenta (faktora) sigurnosti (F,) za ekscentricno optereceni temeij:

F], za uslov centricki

opterecenog temelja. >- Za opterecenje Q(e=O) na temelj proracunati slijeganje

>-

Pe = Pe(e=o{l-

>-

(p e(e=o)) koriste

se izrazi dati U ovome 26. poglavlju. Za slijeganje (PJ i rotaciju (t) koristiti slijedece izraze:

I

51.26.9, Elasticno slijegarije (Pd izazvano ekscentricno (e) opterecenim temeljom.

>-

(26.30.)

Q

S

{iJT

(26.32.)

Stijeganje za e = 0: Pe(e=O)

= B(Q(e=o)) ( _v2 L fa ). Ms (B. L) 1 s fhr \ av

(26.33.)

Gedn. 26.19. iIi 26.20.).

68

--------------------------=U-,M-i~~e-~~e---------------------------

Temeljenje

69

IX Plit/co - direktno temeljellje

~

26. Kriteriji, dimellziollirallje, slijeganje i allalize plitkog temeljmja

Rotacija - nagib:

V sr

_ -1[Cp (e/B)] .JB . L '

8 - tg

KI i K2 - bezdimenzionalni koeficijenti koji ovise

(26.34.)

e

- srednja vrijednost Poissonovog kgeficijenta; 0

odnosu strana LIB

(s1.26.11.)

gdjeje: C = f31f32 faktori ovisni 0 odnosu VB i dati su na slici 26.10. f31 se odnosi na vertikalno slijeganje, a f32 na rotaciju temelja (Lee, 1963; Whitman i Richart, 1967). Osimjedn. 26.34. postoje i drugi slicni izrazi za iznalazenje nagiba temelja samaca, kao sto je npr. (Do'larevic 1987): ~

Nagib u poduZnoj osi temelja: 2

IW

_I-vsr K Pv 'el tgl-~'

e

~

(26.35.)

Nagib u poprecnoj, kracoj osi temelia: o

_I-v;r Pv' e2 tg 8 2 -~'K27§?J

(26.36.)

gdje su:

8 1 i8 z - uglovi nagiba temelja; Pv

ukupno vertikalno opterecenje, koje djeluje na temelj sa ekscentricitetom (kN);

-

®

@

2.4

0.50 ~ 2.0

.... z

!!i

1.6

u::

1.2

U

N

V

'"

0.8

V

!!i

0.30

26.5. PRORACUN KONTAKTNIH NAPONA ZA LINEARNU RASPODJELU Vidjeli smo u tacki 12.1. i 26.2. da kontaktni naponi ovise od vise faktora kao 'npr. od: (i) krutosti temeljne konstrukcije, (ii) fizicko - mehanickih osobina tla, (iii) veliCine i raspodjele opterecenja, (tv) velicine i vrste opterecene povrsine, (v) dubine temelja, (vi) nivoa podzemne vode, (vii) dubine nestisljive geoloske forrnacije itd. Kod proracuna slijeganja tla, pretpostavija se linearna raspodjela pritisaka (napona) na kontaktu teme!j - tlo, sto na ukupnu vrijednost slijeganja nema znacajnijeg uticaja. Medutim, kod statickog proracuna temelja pretpostavljena linearna raspodjela moZe imati veliki uticaj na rezultat te u ovome slucaju treba biti obazriviji pri proracunu temelja. U praksi je prakticki nemoguce uzeti sve faktore u obzir, radi cega se cesto koristi pojednostavljeni nacin (do temelja granicnih dimenzija 4,0 m) pravolinijske raspodjele kontaktnih pritisaka (Dolarevic, 1987), a) Ekscentricitet u jednoj ravni. Kao sto je poznato, ivicni napon (0-1,2)

U

. ) , za temel]' opterecen ekscentricno u jednom iIi pritisak fq ~ maX,IIllll

u. 0.20

UJ

0

~ 0.40 1\ ~ z

!-""

Kod ekscentricno opterecenih temelja samaca iii traka moze doci do naginjanja temelja. Ovo je kod nekih konstrukcija izuzetno vazno kao npr. kod nekih kranskih staza, mostova i u industrijskim objektima, sa velikim pokretnim opterecenjem unutar objekta. Zbog naginjanja moze doci do promjene raspona, sto moze utjecatina slobodan profil, odnosno ometanje slobodnog kretanja krana i dr.

UJ

V

o ~

IL

0.10

r- t-

LIB

0.4 4

6

8

2

10

4

I>

8

pravcu (e) i pod pretpostavkom pravolinijske iaspodjele pritisaka (q), dobije se iz poznatog izraza:

LIB

10

OONOS OUZINA LIB

OONOS OUZlNA UB

(26.37.)

SI.26.11. Dijagrami za odreaivanje koeficijenata K] (a) i Kz (b)

el i e2 - odstojanje rezultante od osovine temelja u poduZnom i poprecnom pravcu (m); B i L - sirina, odnosno duzina temelja (m);

M sr - srednja vrijednost modula deformacija (kN / m 2 ); 70

Tellleljenje

gdje je: P - vertikalna sUa (kN); B - sirina temelja (m); L - duzina temelja (m); M = p. e - vanjski momenat (kNm); Temeljellje

71

26. Kriteriji, dimellZiolliranje, slijegallje i allalize plitkog temeljellja

IX Plitko - direktno temeljenje

A = B· L - povrsina temelja

(m

2

);

2

W = B· L /6 - moment otpora za pravougaoni presjek; e = M I P - ekscentricitet vertikalne sile opterecenja. Uvrstavanjem poznatih izraza za A i W dobije se jednadzba u poznatom

obliku: (51,2

=

U slucaju djelovanja sile izvan jezgra (sI.26.12.-d) pojavljuje se u tacki § zatezanje, koje tio ne moze preuzeti. Zbog ovoga iskljucuje se dio opterecen na zatezanje, te se cijelo opterecenje prenosi na redukovanu pritisnutu zonu. To izazivapovecanje ivicnognapona u tacki[!]' (sI.26.13.-a). U ovome slucaju maksimalni ivicni napon ((51 ') mora biti manji od dopustenog

-k( ±;;-) 1

(26.38.)

((5

doP)

za t10, a on iznosi prema slici 26.13.-a, za trouglastu raspodjelu

pritisaka: ,2P

Pri proracunu ivicnih napona mogu nastupiti u osnovi cetiri slucaja (vidjeti i 20.3.), koji su sematski prikazani na slici 26.12, ~ Temelj centricno opterecen, e = 0 (s1.26.12.-a), tadaje (5 = pi A;

~ Rezultujuca silaje unutar jezgre, e <

(51

%(sI.26.12.-c);

~ Rezultujuca sila je na granici jezgra, e = (s1.26.12.-b ); ~ Rezultujuca sila je lzvan jezgra, e >

%,

%,

(51

(51

.........._iPIj

(26.39.)

3e-BI2

e

(52

negativna velicina (s1.26.12.-d).

p!

4P <

B 3(B/2-e)

= 2%L'(52 = 0

pozitivna, a

4P

-(5d op = 3L(% -e) = 3L(B - 2e) 3LB'

I OS TEMELJA

r.,~......~-.

B

OSTEMELJA

Sl.26.13. Ivicni naponi na temelju sa iskljucenom zateiucom zonom temelja centricno opterecen sHom P

Kada se dopustena nosivost

((5

((50)'

((51 ')

(a) i povrSinom

(b).

dOP) tia daje za centricno opterecen temelj,

onda se mjerodavna dopustena nosivost prema kriteriju sloma tla, dobije iz uslova, da je dio povrsine temelja centricno opterecen silom P jednak povrsini dijagrama ekscentricno opterecenog temelja (sI.26.13.-b), tj.: (26.40.) odakJeje:

iii (26.41.) SI.26.12. Dijagram napona ((5) za razne slucajeve opterecenja (P): centricno opterecenje (a), opterecenje na ivicijezgra (b), opterecenje unutar (c) i izvanjezgra (d). 72

---------------------------=u-n-'el~~-~~·e--~-----------------------

Ako je

(52

= 0, onda je zamjenjujuci napon: Temeljenje

73

IX Plitko - direktllO temeljen}e

(Jo

=

26. Kriteriji. dimellziOllirallje, s/ijegallje i allalize plitkog temeljenja

3

4'

odnosno

:s;: (Jdop

(Jj

3P <

(Jo

= 2BL -

(26,43,)

(26,42.) (Jdop'

a ako se uvrste vrijednosti za M x' My, Wx i Wy , dobije se:

odnosno

(26,44.)

Q)~y C0 6 . I'"

3

\)4

A<

Y B

~.

Mx= P·e x My=P·@y 2

W=Bl '6 x 2 Wy=lB 16

SI.26.14. Raspodjela napona kod dvostrukog ekscentriciteta.

Ako je ekscentricitet u pravcu duze strane (L), tada je L'= L - 2e. Vrijednost B' bila bi B, a proracun bi se provodio na isti opisani nacin. U literaturi se danas prikazuje proracun prema teoriji sloma (Braja, 1995). Iznalazi se, po navedenim metodama, kriticno opterecenje, odnosno krajnja moe nosenja tlatqJ)' zatim konacno opterecenje temelja (QUit = qJ . A'), te koeficijent sigumosti (Fs = Quit I p). b) Dvostruki ekscentricitet. Prethodna razrnatranja odnosila su se na ekscentricitet u jednoj ravni, ali je u praksi cest slucaj ekscentriciteta u dvije ravni (ex i ey), kao 8tO je to prikazano na sIici 26.14., za jedan pravougaoni presjek

(B·L). Sila P djeluje unutar jezgra sa ekscentricitetom (ex i e y ) prema osama simetrije x i y (sl.26.14.), te SU, kao i prije, naponi u ugJovima pravouglog presjeka:

Naponi ce biti pozitivni (pritisak) ukoliko se opterecenje (P) nalazi unutar jezgra. Za slucaj da je ono izvan jezgra navedeni izrazi Gedn.26,44.) ne mogu se koristiti, jer se ne moze racunati sa cjelokupnom povrsinom temelja (L· B), vee sarno sa njegovim reduciranim dijelom. ... , Za dobivanje reducirane povrsine postoji vise slozenih nacma od kOJlh ce se prezentirati dvije metode. .. .. . Prvi proracun provodi se prema skici 26. 15.-a, kO]l nlJe ~te~ats~ egzaktan, ali daje za praksu zadovoljavajuce rezultate, a postupak Je shJedecl (Dolarevic, 1987): 1) Proracunaju se naponi u svim uglovima, pomocu prije navedenih izraza Gedn.26,44.). .. 2) Pronadu se dvije tacke na konturama povrsine i povuce se kroz I1Jlh pravac z - z (s1.26.15.-a). Ovaj pravac nije stvama linija nultih napona, vecje neka kriva, ali ovakva aproksimacija zadovoljava. praksu. 3) U smjeru prema djelovanju sile (P) povuce se drugl pravac e - e paralelno sa pravcem Z - z, u njenoj neposrednoj bli:~ni. 4) Sracuna se moment inercije oko ose e - e (le-J dlJela povrsme kOJa v'

•

je opterecena naponima pritiska.

74

Temeljenje

Temeljenje

75

26. Kriteriji. dimellziolliralue, slijega/lje i allalize plilkog temeljenja

IX Plil/w - direkmo temeljel1je

5) Proracunaju se naponi (at, a2, a3) u uglovnim tackama po izrazima:

a = P . Xl • e. a = p. j

le_e'

2

.e

le-e

(26.45.)

totalnog granicnog opterecenja

(Q u = q f . A'),

te faktora sigurnosti

(F,). Ovaj

nacin proracuna, prema teoriji sloma koji slijedi dao je Highter i Anders (1985), za pravougaoni presjek temelja (Braja, 1995),

6) Izvrsi se kontrola vertikalnih sila, da Ii je jednaka nuli (L V = 0), tj. da Ii je zapremina napona na pritisak jednaka ukupnom opterecenju (P).

7) PoloZaj rezultante dijagrama sila pritisaka treba daje pribliinou tacki gdje djeluje sila prAY, u suprotnom suma momenata oko ose e - e nece biti zadovoljena. 8) Ukoliko uslovi pod 6 i 7 nisu zadovoljeni, pretpostavlja se novi pravac e - e i ponavlja cio postupak. Ako je neki od napona ve6i od dopustenog (a l ,3 > adoP)' iIi znatno niii, potrebno je mijenjati dimenzije temelja. Sa ovako dob}venim naponima izracuna se hvatiste rezultante napona, koje bi se trebalo poklopiti sa hvatistem - napadnom tackom (A) sile P. Ako je razlika velika, proracun se ponavlja sa drugim poloZajem osi e - e. Za Iaksi proracun maksimalnog napona (a j ) sluii dijagram na slici 26.15.c, kojije dao Hulddunker(Hildillker, 1964), (Dolarevic, 1987). Dijagram se koristi tako, da se prvo izracuna poloZaj normalne kompollellte rezultante, odnosno ekscentricitet prema osima temelja (ex i e y), a zatim njihov odnos prema stranama

(E i(5), tj.:

M

M

ex =_x_ e =-_Y te <5

p'Y

p'

(26.46.)

S1.26.15.Iznalaienje reducirane povrsine (a i b) i maksimalnog napona c} pod temeljem sa dvostrano ekscentricnom silom (Dolarevic, 1987).

Dobivene vrijednosti za E i<5 odaberu se na vanjskim konturama dijagrama (s1.26.15.-c), koje se spajaju pravcem, sto na srednjoj osi odsijeca veliCinu faktora (p), pomocu kojeg se izracuna maksimalni napon u tacki 1. iz izraza:

Princip proracuna svodi se na slijedece: 1) Definisu se efektivne dimenzije temelja

76

Temeljellje

kao i efektivna

povrsina (A'); 2) Proracuna se kriticno (krajnje) opterecenje (W'), npr. prema Brinch Hansenu, 1957, (iedn. 14.25.): ·i +D·y·Nq·sq·d ·i +O,5·B'·Ny 'Sy ·dy ·iy . (26.48.) q f '=c·Ne·sc·d ee qq

(26.47.) Ukoliko pravac kojim odredujemo faktor (p) SIJece granicnu Iiniju dijagrama, onda sarno manje od polovice povrsine temelja preuzima pritiske, sto cesto cini uslov neprihvatljivosti dimenzija temelja opterecenog ekscentricnom silom. Drugi nacin proracuna ekscentricno opterecenih temelja baziran je na iznalaienju kriticnog opterecenja (q/) , efektivne pritisnute zone (A'= B"V),

(L', B')

Kod faktora oblika

Sc,Sq

i

Sy

koristi se efektivna duiina i sirina temelja

(L'i B'), a ostali faktori prema uputama za koristenje formula, odnosno tabela. 3) Izracuna se ukupno konacno opterecenje iz izraza: Q =q/"A'=q'.L'·B'; odnosnopremaslici26.16.-b A'=B I ·Lj !2; u

Temeljenje

(26.49.)

77

IX Plilko - direklllo temeljel1je

26. Kriteriji, dimel!ziolliralljl', slijegonje i analize plitkog temcljcllja

4) Preko momenata M x i My definisu se ekscentriciteti (sL26.16.): X

_My/ --eB-1 Qu .'

y=e L -_Mxl IQ

u

•

(2650) • •

Efektivna duzina efektivna sirina:

Q

S

Za definisanje efektivne povrsine

(A'), odnosno efektivne duzine

efektivna povrfina

(~) i

sirine (B 1 ), kod ekscentricnog opterecenja temelja mogu da nastupe cetiri slucaja (Righter i Anders, 1985).

®

®

(26.51.)

•

-

-F au

-'

B

e;{ 2:: 16

0

16 i e s/s 2:: 16 .

i eis 2::

2

,Yt;. Stvarna -

0.'

0.8

0.5

1.0

16 (Righter i Anders,

®

@

3.e); ( T

={l,S- 3'2 } Temeljenje

0.5

efektivna

povriina

efektivna povrsina

(A') za

..

~

OJ

(26.52.)

'

Bl =B 1,5-

78

0.2

1985).

A'=~Bl .~

~

LI/L

0

ave uslove, a prema slici 26.16.-b iznosi:

gdjeje:

ZA OONOS

opterecenog temelja za slucaj: e){ < 0,5 i es/s <

~

povrsina za slucaj e ~ 2::

sIucaj:

0.1

SI.26.17. Efektivna povrsina (a) i dijagram za proracun efektivne povrsine (b) ekscentricno

Sf. 26.16. Ekscentricno optereceni temelji: sematski prikaz opterecenja (a) i efektivna

I

0.2

LI/L. ~/L ~

I j

(9

0.3


Ll

1

®

0.5

0.'

I 1

F

(26.54.)

-'

L

CD

(Bl iii Ll)' tako da je

A' A' B'=-=-. L' ~

5) Iz odnosa ukupnog konacnog opterecenja (Qu) i optere.~enja temelja (Q) proracuna se faktor (koeficijent) sigumosti: F = Qu

(L'), je duZa stranica od ove dvije

I

(26.S3.)

SI.26.18. Efektivna povrsina (a)

dijagram za proracun efektivne

ekscentricno opterecen temelj za sluca):

e~ < 16

i

povr,~ine

(b) za

eis < 0,5 (Highter,

Anders, 1985) Temeljenje

79

IX Plitko - direkll/O temeijenje

II slucaj: e;{ < 0,5 i ea;; < ~ . Efektivna povrsina

26. Kriteriji, dimenziolliratlje, sltjeganje i al!alize plilkog temeljel!;a

(A')

za ovaj slucaj

A'=.!.(~ + Lz)B.

tlZ

Efektivna sirina je: B ' = - - - -A' ------} duia efektivna stranica LJ iIi L2 a efektivna duzina bit 6e: L' = LI iIi Lz, koja bude duza efektivna stranica. ~ i

L2 dobiju se iz dijagrama (sL26.17.-b) ovisno

L

0<

~; ;Or.:.6:-;:O~'$

(26.56.)

1...-_+--".,1';;-+_1 0

odnosima

ea;; < 0,5. Efektivna povrsina, prema crtew

,,E:::::lo.Z=-.!'J.10.r4

Bz

SI.26.19. Efektivna povrsina (aJ

e;{ < ~ i

IB

r

J<-

e;{ i ea;;.

ill slucaj:

ZA OONOS ~

(26.55.)

2

Velicine

o.zo

@

prema slici 26.17.-a bit ce:

1.0

BzlB.Lz/L

dijagram za proracun efektivne povrsine (b). za

ekscentricno opterecen temelj za siucaj: e;{ <

~

i

ea;; <

~

(Righter.

Anders, 1985).

26.I8.-a bit ce: A'=.!.(BI +B2 )L, 2 a efektivna sirina, odnosno duzina je:

B'=~'

L'=L.

L'

(26.57.)

26.6. PRIMJENA KOMPJUTERSKIH METODA ZA ANALIZU I PROJEKTOVANJE PLITKIH TEMELJA

(26.58.)

Koristenje kompjuterskih metoda u temeljenju nije bilo ispocetka razvijeno kao kod ostalih inzenjerskih konstrukcija. Jedan od razloga svakako je heterogenost i anizotropija tla, te komplikovani stratigrafski odnosi, a posebno uticaj podzemne vode na promjenljive osobine tla. Kod ostalih inzenjerskih konstrukcija materijali su manje ovisni 0 terenskim uslovima, a i kontrola kvaliteta je olaksana. U narednom izlaganju bit ce izneSene osnovne postavke kompjuterskog proracuna plitkih temelja, a citalac koji zeli vise detaija, ukljucuju6i i programiranje u geotehnickom inzenjerstvu, upucuje se na literaturu, kao sto je: Cheung, Yeo, (1979), Zienkiewicz, (1977) i Smit (1982). Poznate su dvije numericke metode proracuna, bazirane na teoriji elasticnosti i to: (i) metoda konacnib diferencija (razlika) i (ii) metoda konacnih elemenata. U geotehnici vise se primjenjuje metoda konacnih elemenata.

Vrijednosti za BJ iB2 dobiju se iz dijagrama na slici 26.18.-b, ovisno

0

odnosima e J{ i ea;;. IV slucaj: eJ{ < ~

i

ea;; < ~. Efektivna povrsina za ovaj slucaj

prikazana je na slici 26. 19.-a. Odnos

BYe, a time i stranica Bz , moze se odrediti

iz dijagrama na slici 26. 19.-b, koriste6i krivu se iz odnosa

L){ moze dobiti L

2,

e;{ sa nagibom prema gore. Slicno

koriste6i krivu

eli,

sa nagibom prema dolje.

Efektivna povrsina je: A'=Lz .B+.!.(B+BzXL-Lz). 2 Efektivna sirina (B') i duzina (L') bit 6e: B,=A'. L' 80

L'=L.

(26.59.)

26.6.1. METODA KONACNIH DIFERENCIJA - RAZLlKA (26.60.)

--------------------~~~-------------------Temeljenje

Numericki proracun funkcije potencijala (tacka 15.1.4.) provedenje ovom metodom, za slucaj proticanja vode u ravni izdijeljenoj na jednake intervale u pravcuxose (&) izose (&). Temeijellje

81

IX Plitko - direktno temeljenje

Ako pretpostavimo kontinual - funkc~iu u granicarna eksplicitne vrijednosti funkcije broja diskretnih taeaka na odstojanju Ax, osnovni izraz moze se iskazati Taylorovim redom (teoremom). Naprimjer, sa (x ) funkciju od x moze se dobiti izraz (s1.26.20.-a):

(x+&)==(x)+

1

0<1» ax

-

3

ax

2%Z ,. . )

+10<1» + (&)2 (02<1>J + (&y (0 <1» a. 2' a 3' a

1+1

I

tXl

•

U taeki i -1, gdje je

._ ==<1> I

!

1

-10<1» dx

2 tXi

2

Xi -

•

(~~) == 2~ (<1>;+1 - H},

02<1>J == -2 1 ( ;+1 - 2<1>; + H}, -z[ dx Ax

4

3

+ (&.)2 [02<1>J _ {&y [d <1>J + (&y [d <1>J _ ... (26.63.) 2 3 . 2! 3! 4! ox4. .

ax

I

I

l( ddx

,; J

I

Oduzimanjem druge od prve jednadzbe dobije se izraz za diferencijal funkcije po X u obliku:

( d
i

==_1_(i+1 -i_l)- (&)2 2& 6

[d\;]

+...

(26.64.)

dX'.

0<1»

( -;ux

i

==

(26.65.)

;+Z -

2<1> i+l + 2 ;-1 - ;-2},

4

Takoder je moguee dobiti konacne diferencije za parcijalne diferencijaine jednadzbe u dvije dimenzije

== i+l - i-l 2&

~( 2Ax

(26.67.)

<1>J == -1- ( '+2 - 4<1> ;+1 + 6<1>; - 4<1> H + ;-2) d Ax4 I [ OX4

I

Zanemarujuei elanove sa &2 i vise, dobije se:

(26.66.)

~----------------------------,

& dobije se:

ax

~(i+1 - 2<1>; + ;_I)' iii za sve derivacije:

d ; J == ( dx Ax

+ (&)4 [0 <1» + ... (26.62.) 4'• at X 4 t

3

i

2

az

4

3 tXi

2%2}' (d 3%3} i ( d 4%4}' ... Npr., zbrajanjem izraza u 2Ax2 [d J + ... <1>;+1 +<1>;_1 == 2j +--,2. x;

determinisani u taeki x.

3

==<1>.

derivacije ( d

(26.61.)

Na slici 26.20.-a uzet je niz od pet tacaka, oei i - 2 do i + 2, svrstanih u pravcu ose x na odstojanju Ax. U taeki i + 1 , gdje je x == Xi + & dobije se:

Na sliean naein mogu se dobiti i jednadzbe konaene diferencije za ostale

jednadzbi 26.62. i 26.63. dobije se druga derivacija.

4

(&f[d2<1>J (&1[d <1>J + (&r[d <1>J + ... , + - -0 + - -3 - -4 2! ax~ 3! ax 4!

gdje su svi izrazi ( d%, d

26. Kriteriji, dimcnzioniranje, s/ijegallje i anaiize plitkog rcmeljenja

Xi y (s1.26.20.-b). Kako je vee izvedeno za d Z%X2

. 1azl. .1 za pravcu x ose, a slicno tome prOlz

d 2<1>/ joy2

u

u pravcu y, za

dvodimenzionalan prostor X, y konaene diferencije ee biti: .0. X

"'-X

"'-x

"'-X

.

2

j~2

=Ay

j-2 ;+1

i+2

x

Sl. 26. 20. Sema jednodimenzionalne (a) i dvodimenzionalne (b) aproksimacije metode konacne diferencije.

82

Temeljellje

\

pararnetar. . Primjer dvodimenzionalnog rJesavanJa funkcIJe potenclJala dat]e u prvom dijelu knjige (tacka 15.1.4.). Od broja pojedinih tacaka ovisi i taenost rezuitata konacne dlferenClje: Npr., ako se za optereeeni nosac raspon.a ~ traii ugibanje.~~ PO?.i.e1om ~a L/~.(tn tacke + dvije imaginarne sa strane), doblt ce se rezultat k~~l ~e blt.1 za 20 Yo veCl od teoretskog. Medutim, po
..

•

v

j -1

;-1

1

v '

j

;-2

d2<1>

gdje se \7 2 iIi !l naziva Laplaceov (Laplasov) operator ili drugi diferencijalni

j+1

i,j AX

d2<1>

\7 ij == dx 2 + dy2 == &2 (i-l,j + i+l.j -4<1>i,j + i,j_1 + i,j+lr (26.68.)

Temeljenje

•

••

83

26. Kriteriji, dimellzionirallje, slijegallje i allalize plitkog temeljenja

IX Plitko - direktno temeljenje

26.6.2. METODA KONACNIH ELEMENATA Tehnika proracuna metodom konacnih elemenata zasnovana je na podjeli podrucja u kojem se ispituje odredeni problem, na veci broj diskretizacija zasebnih povrsina iii elemenata, u jedno, dvo iii trodimenzionalnom obliku. Unutar svakog ovoga elementa uzimaju se osobine materijala (npr. naponi, pomjeranje), ovisne 0 obliku elementa. Susjedni elementi povezani su medusobno u cvornim tackama. Elementi mogu biti trokutasti, pravougaoni i cetverougaoni (sI.26.21.), ovisno 0 obliku modeliranog objekta koji se rjesava. Kod problematike temeljenja najcesce se koristi u osnovi pravougaoni eIementi (s1.26.21.-a), kod stabilnosti kosina cetverougaoni i trokutasti (sI.26.21.-b i c), a pri analizi sekundamih naponskih stanja oko podzemnih otvora trokutasti ilili pravougaoni elementi, kao i proizvoljni oblici.

I

66 67

1

21'1

29

11

3D

20

12

4

2'

13

5

14

ti

70

1\

71

I

I" 72

15

7

16

8

[R]= [KX8}, [kJ - matrica krutosti eIemenata; [K] - ukupna matrica krutosti; {8} - vektor pomjeranja u cvornoj tacki; [S]- vektor primijenjenog opterecenja; [R] vektor rezultante - ukupnog vanjskog opterecenja.

>I

J:.v. _

~126

~9 /t38 141

142

137

118

110

~

39 78&75. '5

34

23

2

IS

k

11.3

"

-=

®

33

I

BLOt A

20

,[;

21

10[;

22

lit..

X

81.26.21. Modeliranje objekala metodom konacnih elemenata: temeljna traka na tlu uz koristenje pravougaonih elemenata (a), kosina uz koristenje trokutastih i cetverougaonih elemenata (b), (Tomlinson, Boorman, 1995), te mreia konacnih elemenata za temelj na stijenskom masivu (c), (Jasarevic, Miscevic, 1994). Granicni uslovi: nema horizon/alnih pomjerarlja (A), nema horizontalnih ni vertikalnih pomjerarlja (B), Cvorne tacke (C).

84

(26.69.)

gdje je:

®

y

.

za cio konstruktivni sistem:

1

10

28

tiS

Ii'-

[S]=[kX8},

9

68

®

za jedan konacni elemenat:}

@

r-!165 ,0"

Osnovne nepoznate su pomjeranja (u i v) unutar svakog elementa, saglasno funkciji pomjeranja koja zadovoljava kompatibilnost pomjeranja. Naponi u elementima ovise 0 velicini pomjeranja (8) vrhova trougla iii cetverougla. Koristenjem funkcije pomjeranja i fizicke osobine materijala ogranicene elementima moguce je izracunati izraze koji povezuju ova pomjeran,ja i sile (S) aplicirane u cvornim tackama elemenata. Ovi izrazi predstavljaju se matricom krutosti (k) posmatranog elementa. Sumiranjem matrica krutosti za svaki elemenat formira se za cio konstrukcioni sistern, ukupna iii globalna matrica krutosti (K) i sa vektorom spoljnjeg opterecenja (R) rjesava se sistem uslovnih jednadzbi ravnoteze cvorova prema pomjeranjima za date konturne uslove. Na bazi dobivenih pomjeranja i datih karakteristika izracunaju se naponi u svakom konacnom elementu. U matricnoj formi to se moze prikazati ovako:

Temeljenje

Metode konacnih elemenata, kao i konacnih diferencija (razlika), danas predstavljaju najcesci nacin proracuna temeljnih konstrukcija. Posljednjih dvadeset godina ucinjen je rapidni napredak, kako u kvalitetu tako i u mogucnosti proracuna, pocev od jednostavno linearno elasticnih do vrlo slozenih nehomogenih i anizotropnih sredina, uzimajuci u obzir istodobno i geometrijsku nelinearnost, vremenske uticaje i sl. Osnovno je da proracunski model mora na najpogodniji nacin reprezentovati stvarno stanje tla, odnosno stijenskog mas iva. Danas u svijetu postoji vise razlicitih programa koji se koriste za simulaciju mehanickih pojava u geotehnickim problemima. Program FLAC \~as~ Lagrangian Analysis of Continua), koji koristi metodu konacnih diferencIJa I programski paket Z - SOIL (Zace Services Ltd Lausanne j Zei E~gineering I~c. Washington), koji koristi metodu konacnih elemenata za ravno stanJe deformacIJa, prilagodeni su numerickom rjesavanju geotehnickih problema. Postoji mogucnost provodenja linearne i nelinearne analize stanja (Jasarevic, Miscevic, 1994).

Teme/jellje

85

27. Temelji samci

\

27.\TEMELJI SAMeI j

U ta6ki 25.4. dataje definicija i tipovi temelja samaca, te njihova primjena. U uvodnom dijelu poglavlja 26. opisani su eiementi 0 kojima se treba voditi racuna kod usvajanja dubine temelja. Kada temelji samci, iIi trakasti temelji, nose vece opterecenje, kriticna sirina temelja bit ce ovisna 0 dopustenom opterecenju da. Debljina temelja je giavna za procjenu otpornosti na slom usljed savijanja iii smicanja temelja koje nastaje liZ spoj stupa i temeljne ploce. Kod nearmiranih temelja slom usljed savijanjaje glavni faktor za ocjenu sigurnosti. Ovo moze biti obezbijeoeno pomocu adekvatne debljine, sa stepenicama iii bez njih iii zakosenja gomje strane, od stupa iIi zida do dna sirine temelja (sI.25.2. i 27.1.). Sirinu i dubinu temelja treba u svakom slu6aju ekonomski analizirati, jer npr. stepenasti temelj, iako sa manjom koli6inom betona, moze hiti skuplji od jednostavne rayne povrsine, zbog opiate i vremena izvooenja. U narednim izlaganjima bit ce razmatrani konstruktivni detalji i proracuni nearmiranih i armiranih betonskih, centricno i/ili ekscentricno opterecenih temelja.

27.1. NEARMIRANI TEMELJI na tIo

Ako specificno opterecenje na temelj nije veliko, a dopuSteno opterecenje znacajno, onda se temelj moze izvesti od nearmiranog betona, opeke

(qdOP)

iii blokova. U ovome slucaju temelj se moze izvesti bez veceg prosirenja i bez armiranja.

Sl.27.1. Konstrukcija masivllog nearmiranog temelja: ravan temelj (a) i stepenast temelj (b).

Temeljenje

87

27. Temelji samci

IX Plitko - direktno temeljenje

Minimalna velieina temelja samaca ovisna je 0 mogucnostima i naeinu iskopa temelja. Mehanizovan iskop zahtijeva vecu sirinu od ruenog iskopa, te kod dimenzioniranja temelja samaca i ovaj elemenat treba imati u vidu. U seizmieki aktivnim podrucjimazahtijeva se minimalno armiranje temelja i njihovo povezivanje zbog prenosenja seizmiekih sila. Rasprostiranje opterecenja od stupa, na t10 uzima se pod pretpostavkom da se odvija pod ugIom od 45 0 , (sI.27.1.) ali ono prakticki ovisi 0 vrsti materijala od kojeg je izveden temeIj, te se ugao rasprostiranja (a) moze dobiti iz izraza (Dolarevic, 1987): t

ga=.!!:.=.(120 q)Yz a

(27.1.)

f3 p

gdjeje:

(kN/ m

2 q - prosjeeni pritisak na kontaktu tIo - temeIj ); f3p - marka betona - evrstoca na pritisak uzorka kocke, poslije 28 dana

(kN/m

2

).

Za temelje od lomljenog kamena iii opeke u kreenom maiteru, iIi suhi zid od lomijenog kamena uzima se: tga =. 2,0 . Za temelje od IomIjenog kamena iIi bIokova u cementnom maIteru uzimaju se vrijednosti koje vaZe za MB 10. Vrijednosti ugla tga, za razne vrijednosti kontaktnog pritiska (q), ovisno 0 marki betona, date su u tabeli 27.1. Ukoliko je potrebno vece prosirenje nearmiranih temelja, zbog raspodjele opterecenja na intenzitet dopustenog opterecenja, rade se radi ustede u betonu stepenasti temelji (s1.27.1.-b). Stepenice temelja moraju biti izvan linije rasprostiranja opterecenja.

Nearmirani temeIji izvode se danas sarno ispod zidova klasiene izgradnje iIi ispod stupova koji prenose manja opterecenja. Za savremene gradevine i veca opterecenja ovi temelji se u praksi ne koriste.

27.2. ARMIRANO - BETONSKI TEMELJI Armirano - betonski temelji samci su obicno kvadratnog, pravougaonog iii "L" obIika, koji prenose vertikainu iIi kosu centrienu, iii ekscentrienu silu, koja izaziva moment savijanja. TemeIj moze biti ravan iii sa zakosenom gornjom stranom (sI.25.2.-d i e; sI.27.2.). Redoslijed projektovanja armirano - betonskih temelja u osnovi svodi se na slijedece postupke: a) Definisanje povrsine osnove temelja preko podjele ukupnog opterecenja stupa (P) na bazu temeIja i dopustenog pritiska na tIo. b) Proraeun ukupne dubine (debljine) temeIja prema zahtjevu probijanja stupa smicarijem po njegovom obimu kroz temelj. c) Izabiranje tipa temelja sa nagibnom povrsinom iIi bez nje. d) Kontrolisanje dimenzija temeIja preko smicuceg napona u kritienom presjeku na smicanje (s1.27.2.). e) Proracun momenta savijanja u kritienom presjeku (sL27.2.-a: 1 - 1,22) i armature, te njeno dispoziciono rjesenje. f) Kontrola napona za beton i armaturu.

1.5h

KRITICNI PRESJECI- POVRSINE Z PR IJANJEM

Tabela27 1

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 88

Eritisci natlo i.·

q

(klV/

m2 )

100 200 300 400 500 600 700

13p .· - markabetona 10 . . . . . . . 1.09 1.55 1.89

······15 0.90 1.26 1.55 1.78 2.00

MN/m 2 )

I,

>

.20··/'" 0.78 1.09 1.34 1.55 1.73 1.89 2.00

------------~---------------------------------

Temeljenje

1.5h

t:,

Vrijednosti tga za razne marke betona

Red:. b(.>'

al

POVRSINA

A

T

,---t- ..

.01'- BW+:--l I.Sh ' ....__ 1 __ ...'

.,f.

~

"'----;,...,;...--""

I Sl.27.2. Armirano - betonski temelji samci sa zako§enom gornjom povr§inom (a) i ravnom povr§inom (b), sa kriticnim presjecima kod proracuna za probijanje po obimu stupa. Opterecenje (P) je ukupno opterecenje od stalnog (G) i promjenjivog (Q) opterecenja Temeljenje

89

IX Plitko - direktno temeljenje

27. Temelji samci

U narednom prikazu daju se dva pristupa proracunu temelja, cije razlike u dobivenim vrijednostima nisu velike (s1.27.2.-a i b). Ukupna visina (h) odreduje se iz uslova probijanja stupa po njegovom obimu kroz temelj (sI.27.2'-ra,,"",),~t,-·._:_ _--, P

h

dopusteni napon za direktno smicanje, koji je u osnovi veci od

J

dopustenih glavnih smicucih napona za annirani beton (r r ;;:: T (Doiarevic, 1987). Prema Tomlinsonu i Boormanu (1995) debljina (d) temeljne ploce dobije se iz izraza (s1.27.2.-b): d_ q.(L.B-A') (27.3.) - r[2-,-(a~+-b")+-2-n-.l~,5.,h}""-r

Debljina temelja (d) mora biti usvojena tako da glavni napon bude u dopustenim granicama. Ovo se iznalazi iz uslova da tangencijalni (smicuci) napon (Tb) bude u dopustenim granicama, a on se za presjek c - d iii d - e dobije iz izraza (s1.27.2.-a):

S O,9d (b + 2d)'

Tb

c.LCB-a)-d

(27.4.)

@

2

S =~[p-(b+2dXa+2d)·ql 4

iii za kvadratni presjek temeija:

(27.2.)

2(a+b)rr'

gdje je: Tr -

gdje je poprecna sila:

1 ,v1&

• ..

I

I

B

• eII' i ,

sC

S == O,2S[P- (a + 2dY .q] Prema slikama 27.2. i 27.3.-a kriticni presjek za smicanje je uzduz ravni 3 - 3, na odstojanju d iIi I,Sd prema Tomlinsonu i Boormanu (1995), te je smicuci napon za presjek na odstojan?'-=·u:..d::..::........_ _ _----::-::-t:~~-:1 ·L·c q·O,5·(B-a)-d Tb = = , (27.6.) L·d L·d gdjeje: q - neto opterecenje na povrsinu izvan presjeka (3 - 3), koji se razmatra (analogno jedn. 27.5., za poprecnu silu S); B - sirina temeljne stope; aid - stranica i staticka visina temeljne ploce; c - dobivena preostaia sirina temeljne stope od kriticnog presjeka. U slucaju stepenastih temelja lice svake stepenice predstavlja kriticni presjek i smicuci napon treba kontrolisati sa reduciranom debljinom na svakoj stepenici. Kod nagnutih gornjih povrsina temelja potrebno je smicuci napon kontrolisati u dva iIi vise presjeka, odnosno provesti proracun prema slici 27.2.-a i datim izrazima. Ukoliko su smicuci naponi veci od dopustenih, potrebno je povecati debljinu temelja. Izbjegavati kosu armaturu za preuzimanje smicucih napona. Momenti savijanja (M 1-1 i M 2-2) racunaju se za kriticne presjeke uz lice stupa (1-1 i 2-2), a dobiju se iz izraza (sI.27.3.-a lijevo):

~

M 1-1

== (L-b).B. (L-b)L q ;

2

M 2_ 2 =O,l25qL(B-ar

Ir III - .--

--'--

---

"'"-

-

1-1 i 2-2 KR1TiCNI PRESJECI ZA MOMENTE 3-3 KRlTICNI PRESJEK ZA SMICANJE

-

!l/2

90

(M l-l i M 2-2) (a) i sema armiranja temeljne stope (b). Temeljenje

2

1

(27.7.)

odnosno na m temelja:

S/.27.3. Sema za proracun smicuceg napona (r b ) po kriticnom presjeku 3 - 3 i momenta savijanja

2

1

II.. 1..11

®i

(27.5.)

Mll =O,125q(L-b?; M 22 ==O,l25q(B-aY· Na bazi dobivenih momenata savijanja izracuna se potrebna povrsina armature i odaberu profili armature. Uobicajena raspodjela armature temelja dataje na slici 27.3.-b. Kod kvadratnih oblika temelja armatura se rasporeduje ravnomjerno, na citavoj povrsini temelja. Kod pravougaonih oblika armatura za momenat M 1_ 1 (po Temeljenje

91

IX Plitko - direktno temeljenje

27. Temelji samei

duzem rasponu, ako konzola nije velika) obicno se jednoliko rasporeduje na sirinu temelja (B), dok se arrnatura za momenat M 2-2' moze jace koncentrisati u srednjem dijelu duzine (L). Kod temelja opterecenih momentom savijanja (M) i centricnom silom (P) proracun se provodi na isti, prije opisani nacin. Prethodno je potrebno odrediti ivicne napone a j i a 2' da bi se odredila debljina temelja i potrebna armatura. Na bazi dobivenih ivicnih napona proracuna 'se poprecna (smicuca) sila (S) na strani gdje su veci ivicni naponi (sI.27.4.). TemeIjna ploca projektuje se sa simetricnim dimenzijama i armaturom.

Medutim, kod djelovanja vertikalnog opterecenja i horizontalne sile, odnosno momenta savijanja istog znaka na temelj, racionalnije je temelj postaviti ekscentricno u odnosu na osovinu stupa (s1.27.5.-b). U ovome slucaju najracionalnije dimenzije temelja dobiju se ako se izabere ekscentricitet (e) tako da su ivicni naponi isti, iii priblimo isti (sL27.5.-b i 27.6.-a). Ovim ekscentricitetom dobije se ravnomjema raspodjeJa kontaktnih napona (aJ i(2 )·

@ +-I-;"-OSOVINA KONSTRUKCIJE

d

.l.(L-aJ - d 2

n ·-·-st~

-i-f===+-+REZULTANTA OPTERECENJA

a

SI.27.5. Ekscentricno opterecen temelj samac (a) i postavljanje stupa ekscentricno na bazu

temelja, time se dobije ravnomjerno opterecenje na tlo (b).

B

(9

~*~--------~---------T S1.27.4. Ekscentricno opterecen temelj sa semom za dimenzioniranje

27.3. EKSCENTRICNI TEMELJI Ukoliko na stup djeluje, pored vertikalnog centricnog opterecenja (P) i horizontalna sila (H) iIi momenat savijanja (M), temeljna ploca imat ce izduzen oblik u pravcu ekscentriciteta. Rezultanta (R) od vertikalnog (P) i horizontalnog (H) opterecenja sijece kontaktnu povrsinu na odstojanju e od centra (sl.27.5.-a), te se maksimalna i minimalna opterecenja, odnosno naponi na tlo (0'1 iO'z) odreduju na prije opisan nacin (tacka 26.5.).

92

Temeljenje

®

,r

6,

[1111111 ~IIIIIIIIIIIII ill &2 00 SItE: P

-61~H -6,~

~b2

-=0111l1I0IIl b2

..

j~rl-

..

I-

B

VI~

00 . MOMENTA :M

S1.27.6. Ekscentricni temelji: raspocfjela pritiska (a) detalji armature ekscentricnog temelja

samca (b).

Temeljenje

93

27. Temefji samci

IX Plitko - direktno temefjenje

Iz uslova da ivicni naponi (a 1 i a 2) budu jednaki dobije se ekscentricitet temelja (sI.27.5.-b i 27.6.-a) tj.: P·e-H ·h-M =0

e=H.hp+M·1 . .

(27.8.)

temelja zanemaruju. Iz ravnoteze sila na bazi kruznog presjeka promjera B, bit ce prema slici 27.7.-b (Nonveiller, 1981): .

.

a·sma·O=a·sma·

vrsi se na vee opisan nacin. Armatura se postavlja na cijeloj duZoj strani temelja, iIi se prema kraju duzina armature smanjuje (s1.27.6.-b). Armatura se postavlja na izravnato, temeljno tlo iIi, 8to je cesci slucaj, na izravnavajuei beton zastitne debljine oko 5 cm, 5tO ovisi 0 nivou podzemne vode.

4·sina

B2·n

= - _ . p,

(27.10.)

4

iz cega proizlazi napon:

J

Proracun treba provesti posebno za stalno i posebno za ukupno opterecenje. Iz ovakvog pristupa odrede se optimalni uslovi za utvrdivanje velicine ekscentriciteta, postivajuei dopusteno opterecenje tla. Odredivanje debljine temelja (t) potrebne armature (Fpat) i smicuee sHe (S)

B2·n

4 Q

(27.11.)

p=a=-·n B2'

gdje je:

o = -B2·n - .-

4'sma

y.

v

- povrsma na plastu konusa;

a v = a· sin a - vertikalni napon na konusnoj Ijusci.

@

27.4. ARMIRANO ~ BETONSKI TEMELJI U OBLlKU LJUSKE Temelji u obliku ljuske mogu biti konusnog oblika (sI.25.2.-f) iIi kao vitoperna povrsina u obliku hiperbolicnog paraboloida (Dolarevie, 1987; Nonveiller, 1981). Ovakve konstrukcije temelja prenose opterecenje na tlo osnim pritiskom i zatezueim siJama. Temelji u obliku Ijuske imaju prednost nad plocastim temeljima za slucaj jako opterecenih stupova i nedovoljne nosivosti tla. Armirano - betonske Ijuske mogu biti manjih dimenzija u odnosu na debele presjeke armirano - betonskih ploca, te su sa ovoga aspekta i ekonomicnije. Dopu5teno opterecenje tla ispod ovakvih temelja racuna se kao i za ravne temeljne povrsine. Oplata za izvodenje ovih temelja je slozenija od ravnih temelja, te je pri analizi ekonomicnosti potrebno ovaj elemenat uzeti u obzir. Odredene izvodacke prednosti ima hiperparabolicno paraboloidni oblik temelja u odnosu na konusni.

27.4.1. KONUSNA UUSKA

Na osnovu provedenih ispitivanja od strane Nichollsa i Izadija (Nikolsa i Izadija, 1968) dopusta se pretpostavka da su pritisci na tlo u ravni temeljne osnove ravnomjerno raspodijeljeni, tj. (s1.27.7.): p = Q. A

(27.9.)

Zbog svodnog djelovanja tIa unutar konusa i krutosti temeIja raspodjela pritiska na pIastu je neravnomjerna (sI.27.7.-a, crtkano). Ove razIike se kod manjih 94

Temeljenje

N....

@

A

SI.27.7. Sematski prikaz pritisaka i optere!:enja na konusnu rotacionu Ijusku: pritisci u tlu ispod konusne ljuske (a). tlocrt ljuske sa elementarnim veliCinama (b). prikaz proraeuna ljuske (c). dio plasta konusne rotacione Ijuske sa silama za proracun (d). (Nollveiller. 1981).

Na dijeIu pJasta (5) uspostavlja se ravnoteZa sa silom optereeenja (Q) putempritiska (p) na unutarnjoj strani plasta i sa radijalnom silom (NJ, te se moze izrazitijednadzbom u obliku (sI.27.7.-d): 2m· N, . COSo: = Q - r2·n· p, Temeljenje

(27.12.)

95

IX Plitko - direktno temeljenje

gdjeje: r

0

., •

,m a , a

28, Temeljni nosaCi

Odr

e mill;,""a 'i~ na lju,ku ~it ce,

Ns =

I

--p·s·tga. 2n". s· sina ·cosa 2

28. TEMELJNI NOSACI (27.13.)

28.1. UVODNA OBJASNJENJA

Iz ove jednadzbe vidljivo je da se sila N, smanjuje od Ns = 00, kada je

s = 0 i N, = 0 ako je s = S . Promjena sile N" sa s je hiperbola. Prema slici 27.7.-b, za ravnotezu sila na jednoj polovici elemenata plasta vrijedi: 2Nq, ·ds = 2r(p ·ds ·cosa

dN s ' sin a),

(27.14.)

gdjeje: Nq, - tangentna sila u smjeru paralela, koja djeluje u presjeku plasta;

Ns iNs + dNs - sile u smjeru meridijana. Iz jednadzbe 27.13. izracunarno dN s i uvrstimo u jednadZbu 27.14., te cemo dobiti tangeneijalnu silu:

Q . tga ,- ( cosa+-sma·tga 1 . } N o =---+s' p·sma 2

2n·s·

(27.15.)

Analizom ove jednadzbe proizlazi da se N mijenja po hiperboli, kojoj se ordinate zbrajaju sa ordinatama pravca, dok se kod sile N s ove velicine odbijaju. Minimalna veliCina N q, bit ce ako se derivira po s i izjednaci sa nulom, tj.: dNq, =0'

as

s . mm

' B

=--~r============

2.fi~eos2a+0,5sin2a

Temeljni nosaci prenose na tlo optereeenje od zidova a ona mogu biti integralno vezana za temeljne nosace (betonski iii armirano - betonski zidovi) iIi odvojena od temelja (zidovi od blokova, opeke i s1.), kao sto je prikazano na slici 25.3.-a. Cest je slucaj prenosenja opterecenja sa dva iii vise stupova na temeljne nosace, odnosno temeljne trake, koje mogu biti ojacane gredama sa gomje strane. Tipovi temeljnih traka, odnosno nosaca, mogu biti razliciti, a neki od njih prikazani su na slici 25.3. Proracun temeljnih nosaca provodi se: (i) bez uzimanja deformacija u obzir, iIi (ii) sa uzimanjem u obzir deformacija tla i objekta i njihov uticaj na raspodjelu kontaktnih napona. U prvom slucaju dijagrami kontaktnih napona imaju pravolinijski oblik dok su u drugom slucaju obicno krivolinijskog oblika. Proracun bez deformacija provodi se shodno staticki odredenIm uslovima ravnoteze, kao krut temelj, dok se uvodenjem deformacija, u drugom slucaju, temeljni nosac promatra kao staticki neodredena konstrukcUa. U ovome slucaju kontaktni naponi dobiju se izjednacavanjem deformacija tla ispod temelja sa deformacijama konstrukcije iznad kontaktne povrsine. Tlo se uzima kao elasticno optereceni poluprostor, sa konstantnim modulom deformacija za svaki sloj tla i iii sa eventualnom promjenom modula pri izmjeni pritiska. Analiza se, dakle, provodi kao temeljni nosac na elasticnoj podlozi.

(27.16.)

28.2. TEMELJNI NOSACI ISPOD ZIDOVA

Mjesto minimuma tangeneijalnih silaje izmedu: 0,55S < s <

%S.

(27.17.)

Potrebna armatura dobije se iz poznatog izraza: fa = Nq, .

(27.18.)

(Ja

Potrebna debljina Ijuske odredtUe se iz uslova da napon pritiska od radijalnih sila N, ne prede dopustenu cvrstocu betona na pritisak. Ljuska je uz stup najdeblja, ana krajevima treba biti tolika da sigurno zastiti armaturu od brde ( 7lO em). Armatura u pravcu meridijana iznosi 20% osnovne armature. Hiperbolicno - parabolicna ljuska sastoji se od cetiri kvadratne povrsine hiperbolicnih paraboloidakvadraticne osnove. Detaljnije 0 ovoj ljusci moze se naci u literaturi (vidjeti Nonveiller, 1981). 96 ------------------------------------------------Temeljenje

Za temelj izraden skupa sa zidom kriticni presjek za moment savijanja (M) je uz lice zida Yj - Yj a za smicuci napon presjek Y2 - Y2, na odstojanju d od liea zida (s1.28.1.-a). Za dimenzioniranje se uzima 1,0 m duzine zida i provodi se na analogan nacin kao i za temelje samee (Mae Ginley i Choo, 1995). Za slucaj temeljnog nosaca, koji nosi zid odvojen od temelja, osnova za projektovanje je maksimalni moment (M max) U sredini, a transverzalne sile (T) za smicuci

(rb )

na ivicama zida (s1.28.1.-b), tj.:

=P~~-P~~=P(b-a)

M

b24

max

a24

8

' (28.1.)

T = q (b - a) = ~ (b - a) . t

2

b TemeJjenje

2 97

IX Plitko - direktno temeljenje 28. Teme(jni l10saCi

a udaljenost rezultante (R) za opterecene stupove (s1.28.2.) dobije se iz izraza:

®

d

P2·~_P2·~ x=-----.

a

~+P2

(28.3.)

R

Kod nesimetricnog opterecenja (1\ i P2)' mogu se oblikovanjem temelja izjednaciti ivicni kontaktni naponi (a) temeljnog nosaca. Jedna od mogucnosti je postavljanje temeljnog nosaca centricno prema rezultanti opterecenja (s1.28.2.). U ovome slucaju je duzina temelja: L = (Lz + x). 2. (28.4.)

T

tOO

p.

M

1- --SUB. I. Temeljni nosal!: temelj i zid zajedno izveden (a) i odvojeno (b).

Relativno tanki i savitljivi temelji daju neravnomjeme kontaktne pritiske upravno na osovinu zida. U ovim slucajevima mogu se uzeti u obzir deformacije od savijanja temelja kao i uticaj vrste tla na raspodjelu pritisaka, odnosno kontaktnih napona. Kod proracuna trakastih temelja, odnosno temeljnih nosaca ispod kontinualnih zidova sa neravnomjemim opterecenjem po duzini zida, momente savijanja i transverzalne sile treba odrediti prema stvamom opterecenju. Za siucaj neravnomjemog slijeganja tla ispod zidova, moze se u racun uzeti to sIijeganje, jer odgovarajucim linijama deformacija odgovaraju i linije momenata savijanja i transverzalnih sila (Kostic, 1980).

28.3. TEMELJNI NOSACI ISPOD STUPOVA Temeijni nosac prenosi na tlo opterecenje od dva iIi vise stupova, na istom iIi razlicitom razmaku, sa istim iii razlicitim opterecenjem. lz ovoga proizlazi da raspodjeJa kontaktnih napona moze biti ravnomjerna kada stupovi opterecuju temelj simetricno iIi linearno promjenjiva, ako je opterecenje nesimetricno. Za temelj sa dva opterecena stupa (~iP2) potrebna povrsina temeIja (A), za dopusteno opterecenje tla CqdOP) bit ce:

A=~+P2 =~, Iqdop

98

Iqdop

Temeljenje

(28.2.)

k

"I

Ll2

A

L/2

I,,:

'I

v

1

6tlltttl11tlttttttlfftjb

,r

-B

v

$1

'I

O=_R_. p. > B.L ) 1

P.2

qt SI.28.2. Nesimetril!an temeljni nosal!

(1\ >.r;)

Druga mogucnost je da se prosiri osnova temelja pren:a stra~.i gdje je. v~ca sila. Na ovaj naCin dobije se trapezoidni oblik stope temelJa, kOJ1 se konstl U ogranicenom prostoru. U ovome slucaju dopustena nosivost ~laje lineamo ovisna.o sirini temeljne stope, te je uobicajeno da se sirina temelJa odabere tako da Je dopusteno opterecenje, za odabranu sirinu, iskoristeno na obakraja. Prema slici 28.3.-a proizlazi povrsina temelja (A) i udaljenost tezista (s) trapezoidne povrsine:

A = BJ +B2 .L, 2 s[

=(BI +2B2 ).!::.-; B[ +B2 3

+ B2 ). ~. B[ +B2 3 Moment inercije trapezne povrsine U odnosu na teziste je: S2

(28.5.)

= (2BI

Temeljenje

99

IX Plitko - direktno temeljenje

28. Temeljni nosaci

2

2] .~,3

Is= BI +4B1Bz +B2 BI +B2 odakle se dobije momenat otpora:

(

W;

36

=~==(BI2 +4Bl ·B2 +B/]. L2; BI + 2B2

SI

2 = ~ = (Bl + 4B

B2 + B2 S2 2BI + B2 Ivieni naponi na kra'evima temel"ne ede: W2

0"12

,

(28.6.)

j •

==

12 (28.7.)

2]. L2 . 12

2R (l±-R.e)

(Bl + B2 )L

tla i razmak izmedu stupova dovoljno velik. Rjesenja mogu biti i takva da se preko zajednicke grede opterecenje prenosi centrieno na temelj. Temeljni nosaei ispod niza stupova slieni su kontinualnim nosaeima preko vise otvora, koji su optereceni reaktivnim opterecenjem, a njihovi stupovi predstavljaju oslonce konstrukcije. Zbog ovoga se ovi temeljni nosaei eesto nazivaju kontragredama, eemu je prilagodena i glavna armatura. Gomja armatura je najjaea u poljima, a donjaje najjaea nad osloncma - stupovima (sL28.4.). Pored glavne armature temeljnog nosaea potrebno je proraeunati i armaturu stope u popreenom pravcu, raeunajuci je kao konzolu, kako je to i prije obrazlozeno.

(28.8.)

Wl,2'

@

f5t-'"-r--f'}~:'22J

fT.

~\

PRESJEK

,I

I

®

I

m . --w--f·S

I Ie

?1

Sl.28.4. Sema armature temeljnog nosaca (a), sa dijagramom transverzalnih sila (b) i momentima savijanja (c).

L JI

Sl.28.3. Temeljni nosac trapeznog oblika (a) i zajednicka greda za susjedne stupove uz postojeCi objekat (b).

U urbal1iziral1im podruejima eesto se konstrukcija temelja postavlja uz postojeci objekat. Zajedl1iekom gredom se spaja ekscentrieno opterecel1i temelj stupa n~ ~emelj unutarnjeg stupa u istoj iii razlicitim visinama (sI.28.3.-b). Temelji mogu bIt! trapezoidnog oblika iIi pravougaonog, ako je velika dopustena nosivost lOO----------------------~~~---------------------­

Teme/jenje

Temeljni rostilji (sI.25.4.) rjeSavaju se obieno uz pretpostavku linearne raspodjele pritisaka, bez uzimanja u obzir uvijanja - deformacija. Rjesenje se zasniva na rjesavanju jednadzbi u vezama (evoristima) unakrsnih temeljnih nosaea, koje proistjeeu i"z uslovajednakosti u unakrsnim taekama. Kosi, zatezuci naponi mogu se smanjiti izradom horizontalnih vuta. Proraeun, konstrukcija i armiranje je u osnovi analogno rjesavanju temeljnih traka, odnosno nosaea u jednom pravcu. Teme/jenje

101

IX Plitko - direktno temeljenje

28. Temeljni nosaCi

28.4. PRORACUN TEMELJNm NOSACA Proracun stvame raspodjele napona izmeou grede i tla provodi se na vise naCina, od kojih izdvajamo: a) L~neamo defo~abilno tIo, poznato kao Winklerov poluprostor; b) Lmeamo elastlcan homogen neizmjeran poluprostor; c) Nehomogeno i nelineamo stisljivo tIo. . Kao s~o ~e naveden~, r~spodjela napona na kontaktnoj plohi temelja ovisi 0 ~toStl ten:el.J~ I de~ormac~omm osobinama tla. Uzima se da su pomak tacaka po OSI grede I ~hJeganJe tl.a l~p~d .temelja meousobno jednaki. Na bazi ovakvog odno.sva PO~azl se kod sVlh rJesenJa od poznate osnovne diferencijalne jednadzbe elastlcnostl grede, a ona glasi (Nonveiller, 1981):

Winklerov poluprostor predstavlja sarno priblizno deformacione osobine tIa ispod temelja. Stisljivo tlo zamijenjeno je sistemom elasticnih opruga (federa), koje se deformiraju sarno ispod optereeene grede (81.28.5.-a). Realno tlo se ponasa drugacije i deformacije od opterecenja sire se i izvan grede, sto je vidljivo na slici 28.5.-b. Ove razlike utjecu na deformaciju osi grede i reakcije izmedu tla i grede. Ovaj model ne zadovoljava nas u cijelosti, ali se ipak veoma cesto koristi, jer su analiticka rjesenja diferencijalne jednadZbe (28.9.) relativno jednostavna, a dobiveni rezultati realniji od onih dobivenih uz pretpostavku linearne raspodjele reakcije tla. Pomjeranje tacke na povrsini Winklerova poluprostora linearno je proporcionalan intenzitetu opterecenja p(x) , tj.:

_ p(x)

Sx --k-'

4

d s

EI=d7=-[P(x)-q(x))B,

(28.9.)

gdje je k poznati modul reakcije tla

gdje je: I - moment inercije grede

(m

);

s - slijeganje - pomak ose grede

(k%3 ).

Dokazano je da u intervalu 0 < S < SI (s~ - pocetni dio slijeganja) odnos

E - modul elasticnosti grede (kN/ m 2 ); 4

(28.10.)

(m);

p(x) - reakcija izmedu grede i tla (kN/ m2 ); q(x) - opterecenje grede l1a mjestu x (kN/ m2 ). Na ovaj nacin dobijemo funkcionalnu ovisnost izmeou pomaka tacaka osi temeljne grede S(x) i pomaka na povrsini tla ispod grede S'(x). Ova ovisnost ovisi elasticnim osobinama grede i deformacionih osobina t1a.

°

izmedu pis daje vecu reakciju p od stvamih, a za pomak S> SI manje od stvarnih (Nonveiller, 1981). Vidjeli smo da modul reakcije tla (tacka 8.3.3.) nije konstantna velicina, vee ovisi 0 velicini opterecenja (p), te 0 obliku i velicini opterecene ispitne plohe. U tabeli 28.1. date su vrijedl10sti za modul reakcije tla (k1 ) prema Terzaghiju (1955), za ispitnu povrsil1u 30 em x 30 em i za razliCite vrste tla i njegovu zbijenost. Za slucaj vecih ispitnih povrsina Terzaghi predlaZe korekcije u obliku (Nol1veiller, 1981): za nekoherentno tIo:

k = k (B'+1)2 1

28.4.1. RJESENJE ZA WINKLEROV POLUPROSTOR

2B'

'

za koherel1tno tio:

k=~

{Jsti'll~I~;J~ ;~1<;::;~,~~~:t @ ;"

@

Q

B"

. .

(28.12.)

B

gdJe Je: B'= 30,3 ;

B - sirina temelja (em). Ako opterecena povrsina nije kvadratna, vee pravougaona, sa L == m . B , Terzaghije predlozio izraz:

Sl.28.5. Usporedba detomlaeije grede i tla ispod temelja A - B: Winklerov poluprostor (model predoeen sa oprugama (federima) -f) (a) i stisljivi poluprostor sematski prikazan (b).

k ==k 0,5+m 1 1,5m

Im--------------------~~~-------------------

Temeljenje

Temeljenje

(28.11.)

(28.13.)

103

28. Temeijni nosaci IX Plitko - direktno temeljenje

Modul reakcije tla kl za plohu 30130 em Terzaghi, 1955; Nonveiller, 1981.

V04 kN/ m

3

Uvodenjem bezdimenzionalne koordinate osi grede (Nonveiller, 1981): )

<"{ 4~ )~,

Tabela 28.1. '~,,,,,

,:,'

""""",

'Pijesak ".,'",

." , , : . '

'",

,

2. 3. ,

.

"

Suh iIi vlaian Djelomicno potopljeno Potoplieno . ",'> , ,,' GJina

1.

S~llje;, J§k,~.""",

. Rahli

1,9 - 9,6

1,3

4,2

0,8 ,',

3,2

1. Granicne vrijednosti Djelomicno potopiieno

100-200

200-400

1,6

3,2

3,2

2,4

9,6

6,4

>400 6,4

0,65 ~E, ·B

B

cosh~' cos~,

If!z

1ff3 =

sin h~ . cos ~ ,

1ff4 =

sin h~ . sin ~.

Pomoeu jednadZbe 28.17. dobije se transverzalna sila

9,6

4,8

=cosh~ ·sin~;

If!1 "'"

}

(28.20.)

C] do C4 su integracione konstante, koje se dobiju iz granicnih uslova.

(S x)

u obliku:

3

d s Sx = -F -;;;t'

Vesie (I961)je pn;dlozio izraz u obliku: k

(28.19.)

16,0

Vdokru,t4

"","

3.

9,6

2,6 K6niistenclja

','"

"

2.

dobit ee se opee rjesenje jednadzbe 28.17.u obliku: s = C1 'If!l + C2 'If!z + C3 'If!3 + C4 'If!4' gdje su u Ijesenju funkcije bezdimenzionalne koordinate:

,Zbl]en'zbijeJi .' ' .'

0,6-1,9

(28.18.)

(28.21.)

odnosno moment savijanja~:_ _ _ _~ 4

Et

--ml-v 2

(28.22.)

(28.14.) '

gdjeje:

te nagib ose grede:

E, - modul elastienosti tla; E - modul elastienosti temelja; I - moment inercije; v - Poissonov koeficijent za tlo; B - sirina temelja. Ovaj. ~z~az. ~ovezuje modul reakcije lia (k) sa modulom elasticnosti tIa, koji se moze d?~ltl !Spl~lvanjem neporemeeenog uzorka u laboratoriji. ~}esenJe J.~dnadzbe 28.9. sadrzi cetvrti korijen, trigonometrijske i . hlper??It~ne funkcIJe n~odula reakcije tIa (k), te njegova velie ina malo utjece na de~mtIvm re,:ult~~. Radl. ~voga se ova vrijednost uzima iz tabele (28.1.), ako se ne moze na drug\ nacm dobIt! pouzdanija vrijednost. Raspodjela reakcije tla (p dobije se iz jedn.28.1O.: p(x)=k·s(x). (28.15.) Jednadzba elasticne liniie sredine grede (jedn.28.9.) bit ce sada: 4 d s EI-+k·s·B=q·B (28.16.) 4

\tga

ttr

'

iIi za: E1:::: F , kl = k . B , dobije se izraz u obliku: 4

d s F dx 4 +kl ·s=q·B,

(28.17.)

104------====:=;~~-------Temeljenje

(28.23.)

.\

Na primjeru grede (51.28.6.) optereeene silom Q na odstojanju Xo mogu se napisati ovi granicni uslovi:

x=Q

v

J

=:

x=4J,

SI

Mo=Q

=.12, tga, =tf5CX?,

x=L,

ML=Q

~=Q

M1=Mz, SL=O.

(28.24.)

Ako uvrstimo u kontume us love Gedn.28.24.) izraze izjednadzbi 28.19. do 28.23., dobit cemo sistem od osam linearnih jednadzbi iz kojih se mogu izracunati cetiri integracione konstante za prvi dio grede (1) od x = 0 do x Xo i za drugi dio (2) cetiri integracione konstante (Cl C4 ) od x=xo do x=L. Ovim je zadatak rijesen, te se iz jednadzbe 28.15. moze izracunati raspodjela reakcije (PJ izmedu grede i tIa, a izjednadzbi 18.21. i 18.22. transverzalne sile (SJ i momenti savijanja (M x), Jedan prikladan naCin rjesenja jednadzbe 28.17. u diferencijalnom obliku za slozena opterecenja, a prema slikama 28.6.-b, c i d, dao je NonveiUer (1981). Teme/jenje

105

IX Plitko - direktno temeljenje

29. Temeijne ploce

Kontinuiranu elasticnu gredu zamijenimo sa n krutih elemenata duzine I, medusobno spojenih zglobovima, sa elasticnim otporom protiv rotacije krajeva susjednih elemenata. Tako zgIobovi prenose transverzalne sile i momente savijanja, u skladu sa njihovom krutoscu. Takoder se opterecenje (Q, q) prenosi na zglobove u vidu pojedinacnih sila. DaIjnji redoslijed proracuna moze se naci u literaturi, kao npr. u Nonveillerovoj knjizi (1981).

@

oRLtJ I:

®

Q.

Sx

Xo

.~ ----J.

. d~O{

MJ.1:.1

x

1

I

I

I

\

2

-,

I

~IXl I nn 11111111

Q{xl

1

}

B

-!

.IDl11!r1 m1I.[qx x 1-1

I

XI

I

I.

,+1

x 2 _I

f.-l--+--t--j SI.28.6. Greda na Winklerovom poluprostoru: granicni uslovi grede sajednom sHom (a), greda podijeljena na n krutih elemenata sa oznakama i opterecenjem (b), sema veze meau krutim elementima i sile kOje djeluju na Cvorove (c), te sema redukcije sUa na situ u Cvorovima (d), (Nonveiller, 1981).

29. TEMELJNE PLOCE 29.1 .. TIPOVI I PRIMJENA TEMELJNIH PLOCA Temeljne ploce primjenjuju se kod velikih opterecenja i nedovoljne nosivosti tla. TemeIjne ploce pogodne su kod obezbjedenja prodiranja podzemne vode u najnize etaZe objekta. Na slici 25.5. dati su tipovi temeijnih pJoca koje u osnovi mogu biti konstantnog presjeka po cijeloj povrsini iIi ojacane rebrima oko stupova iii po cijeloj dliZini i sirini temeljne ploce. Najcesce su rebra sa gornje strane, te se prostor izmedu rebara zapuni materijalom, na kojem se izvede podna konstrukcija. U ovako formiran prostor izmedu ploce i poda postavljaju se razne instalacije iIi se formiraju spremista. Ovakva konstrukcija omogucuje jednostavniji iskop lakSe izvodenje hidroizolacije sa vanjske strane temeljne konstrukcije. Ukoliko se hidroizolacija polaZe sa unutarnje strane, onda je pogodnije rebra izvesti sa vanjske strane, tj. prema dolje. U oba slucaja imamo sistem unakrsnih armirano - betonskih greda, sa krstasto armiranim plocama, opterecenih reaktivnim opterecenjem od tla. Nekada se temeljne ploce konstantne debljine izvode u obJiku pecurki. Ova temeIjna konstrukcija izvodljiva je kod sistema stupova na priblifuo istom odstojanju u oba pravca. Sanducasti temelji (sJ.25.5.-d) primjenjuju se u usJovima veoma heterogenog tJa, sa razlicitim fizicko - mehanickim karakteristikama, a tada se mogu ocekivati znatnija neravnomjema slijeganja i vece opasnosti za staticku sigurnost objekta. Ovo je posebno slucaj kod sitnozrnih materijala zasicenih vodom. Kod ove temeljne konstrukcije donja i gornja ploca se povezuju sistemom unakrsnih zidova, tako da sistem cini jednu konstruh.1:ivnu cjelinu. Prostor izmedu ploca koristi se kao podrum iii skloniste. U nekim slucajevima prostor se popuni pijeskom da bi se pod ovim teretom obavio jedan dio slijeganja tla.

29.2. STATICKA ANALIZA TEMELJNIH PLOCA Proracun ravnih temeljnih ploca moze se izvesti na dva nacina: (i) konvencionalnom metodom krutih temelja i (ii) pribliznom fleksibilnom metodom temeljenja. Metoda konacnih diferencija i metoda konacnih elemenata (tacka 26.6.) takoder se koristi za proracun plitkih plocastih temeJja (Braja, 1995).

106-------------------------------------------------Temeljenje

----------------------~--~~-------------------107

Temeljenje

29. Temeljne ploce

IX Plitko - direktno temeljenje

29.~.1. KONVENCIONALNA METODA PRORACUNA

fy =

LB3

..,

12 - moment mercIJe oko y ose;

j i

Pretpostavljajuci temeljnu pJocu kao krut temelj, staticki proracun se provodi na konvencionalan nacin bez uzimanja u obzir deformacija objekta i tIa i to slijedecim redom (sI.29.1.): 1) Proracun ukupnog opterecenja (Q) od stalnog i pokretnog opterecenja svih stupova, tj.: (29.1.) Q = QJ +Q2 +Q3 +Q4 +···+Qn· 2) Definisanje pritiska, odnosno napona (a) na tlo ispod tacaka A, B, C, D, ... (s1.29.1.), koristenjem poznatog izraza za ekscentricitet u dva pravca: (29.2.) )

~"

n

))

,I'

BJ

~\!

B

A

..,It

n

BJ C

'f 0

n

X

B]

,F F

E

i

B!

0. ,0

--t-I

,r

xi y ose. 3) Komparacija dobivenog napona

(a)

L

na kontaktnoj povrsini, a on mora

biti manji od dopustenog napona, odnosno pritiska (a< adop; q< qdOP)' 4) Ekscentriciteti ex i ey ' u pravcu x i y ose, odreduju se preko

pomocnog koordinatnog sistema

(x', y') :

X'= QJ 'XJ'+Q2 'X2'+Q3 ·X3'+···+Qn ,xn'

Q

'

(29.3.)

a ekscentricitet: (29.4.) Slicno se moze izracunati ekscentricitet u pravcu y:

*

G

(29.5.) i ekscentricitet: (29.6.)

y

I--

I

0."

I I I

trake Bl (s1.29.1.). 6) Odredivanje debljine ploce, na osnovu uslova "probijanja" stupa, kao sto je to prije objasnjeno. 7) Determinisanje srednje velicine reakcija tla na krajevima svake trake, kao npr.:

I

1S

I

I. +----1-I.

H

momenti ekscentriciteta opterecenja stupova oko

5) Podjela rayne ploce u nekoliko traka u pravcu x i y ose, sa sirinom

I

I

N

-

I

ex

x

--1---

a'3

= Q. ex

I

I

I

y

~,b" ~

~-r~. r~:ry'

M x = Q. e y i M

a

K B

(29.7.)

B,

x' H

.r

;f-

gdje su: qA,qS,qM,qN pritisak (odnosno napon) u tackama A, B, MiN dobiven pomocujedn.29.2. Ukupna reakcija tla za odredenu traku (A, B, M, N) bit ce:

SI.29.1. Temeljna ploea za proraeun prema konvencionalnoj metodi

(29.S.) gdjeje: A = B· L - povrsina temeljne ploce;

BlY

'"

f x = - - - moment merclJe oko x ose;

12

108

Temeljenje

Na slican nacin se moze dobiti ukupna reakcija tla za srednju traku

(~Crql+srq2+srq3)Bl'L )Temeljenje

109

29. Temeljne place

IX Plitko - direktno temeljenje

8) Proracun i crtanje dijagrama kontaktnih napona, transverzalnih sila i momenata savijanja svake trake u oba pravca na bazi kojih se odredi potrebna pozitivna i negativna arrnatura, na nacin koji je poznat u predmetu Armirani beton.

Za pribliznu metodu proracuna fleksibilnog temelja (kao u tacki 28.4.) pretpostavlja se elasticno tlo, koje se u ovome slucaju moze predstaviti sistemom elasticnih opruga (s1.29.2.). Elasticne konstante od ovih pretpostavljenih opruga predstavljaju koeficijent reakcije podloge (posteljice), k (Braja, 1995). Iz fundamentaIne mehanike poznato je da je moment savijanja (M) fleksibilnog temelja sirine BI i visine h, opterecenog silom Qjednak: 2

(29.9.)

ax2'

gdjeje: 3

-

(29.12.)

gdje je k - koeficijent reakcije tIa, odnosno diferencijalna jednadzba u obliku: Gedn.28.17. )

Rjesenje ove jednadzbe ima oblik (Braja, 1995): s = e-ax(A'cos f3 x+ A"sin f3 x~ gdje su A ' i A " konstante, a

(29.13.) (29.14.)

riJ

Cduzma " ),1 . (29.15.) 4EI Ovaj parametar je vafun za determinisanje temelja, i pokazuje da Ii je temelj krut, iii fleksibilan. Prema Americkom komitetu za beton (Braja, 1995) temeljna ploca se projektuje kao kruti temelj na konvencionalan naCin ako je f3

I 'k =4 -

razmak stupova u temeIjnoj traci manji od 1,7%, a kao fleksibilan ako je razmak stupova veti od 1,7%.

E - modul elasticnosti (deformabilnosti) materijala u temelju; 1= (1/12)B1h

s

d 4s EI-=-s·k·B ax4 I

29.2.2. APROKSIMATIVAN METOD PRORACUNA FLEKSIBILNm TEMELJA

M =El d s

q 1, q=-s·k·BI )'1'1 k. =-B

Poznato je da koeficijent reakcije tla (k u kN/ m 3 ) nije konstantna velicina za dato tlo i da ovisi 0 rnnogim faktorima, kao npr.: 0 duzini, sirini i dubini temelja i dr. Ispitivanjem na terenu utvrduje se vrijednost ovoga koeficijenta, ali postoje i mnogi izrazi u literaturi, za razlicite vrste tla u ovisnosti od: duzine (L), sirine (B) i dubine (D) temelja, modula elasticnosti - deformacija (E), Poissonova (Poasonova v ) koeficijenta, momenta inercije (I) itd. (tabela 28.1.). Tok, proracun fleksibilnog temelja svodi se na slijedece (Braja, 1995):

moment inercije presjeka ploce.

@

1) Proracun debljine temeljne ploce (h) na naCin analogan kod konvencionalne metode proracuna. 2) Determinisanje krutosti (R) temeljne ploce iz izraza: SI.29.2. Principijelna serna za metodu temeljima (b).

flek~ibilnog

teme/ja (aJ i plocu na elasticnim

R=

E·h 3

r

12\1-V 2 ),

(29.16.)

gdje je: Kako je: dM = T i dT = p(x) (reakcija tIa),

ax

ondaje:

d 2M

-2-=

dx

ax

d4

p{x), odnosno EI-f= p(x)

ax

(29.lO.) (29.11.)

Takoder je poznato da je reakcija tla p(x), odnosno kontaktni napon proporcionalan slijeganju, tj.:

lIO

Temeljenje

(0')

E - modul elasticnosti temelja;

v - Poissonov koeficijent temelja. 3) Definisanje radijusa efektivne krutosti:

L,=JR Vk' gdje je k koeficijent reakcije tla. Temeljenje

111

IX Plitko - direktno temeljenje

4) IznalaZenje tangencijalnog (M t) i radijalnog (M r) momenta u polarnim koordinatama u jednoj tacki, prouzrokovanih opterecenjem stupova (s1.29.3.):

M =-Q[A _(1-V)A2 ] 4

t

rl IL'

1

M, =-~[VA' +

POGLAVlJEX

DUBOKO - INDlREKTNO TEMELJENJE

'

(It,I

@

(29.17.)

Q

0.

gdje je: r - radijalno odstojanje od opterecenog stupa; Q - opterecenje u stupovirna;

Al i A z - koeficijenti ovisni oodnosu

1£, (s1.29.3.).

5) Pretvaranje polarnih rnornenata savijanja

U

ortogonalan koordinatni

o

sistem, preko izraza:

Mx =Mtsin2a+Mrcos2a,

(29.18.)

1

My =Mtcos2a+Mrsin2a,

sirinu temelja definisati transverzalne sile (T) prouzrokovane opterecenjem stupova, preko izraza:

6) Za jedinicnu

T=-JL A

(29.19.)

4L' 3' gdje se faktor A3 moze dobiti iz dijagrama na slici 29.3.

z

®

5

i

i.I

4

I

@,

VI

~

2

o

,~

\

\ \

'1f :. M"

,

/'

"r..,

' ....

,

-"

..0-

o

- 0.4

- 0.3

....

- 0.2

"-- 0.1-

o

r--

M"

0

I/~ / '

o

/:._

A

0.1

....

-~~-- ..................

0.2

0.3

"Znanje je bolje od imetka. Znanje cuva tebe, dok Ii moras cuvati imetak. Imetak se umanjuje trosenjeni, dok se znanje umnozava dijeljenjem. I uCinak imetka nestaje kako imetak presahuje.

0.4

KOEFICIJENT!: Al1 A2 ,A 3

Sl.29.3. Dijagramkoeficijenata AI' A2 i A3 saskicompolamih momenata

U

(MriM t )

iortogonalnih

(M x i My), za pribliian proracun prema metodi fleksibilnih temeljnih

ploca (Braja, 1995).

112

Temeljenje

113

U

tacki 25.4.2. dat je opci osvrt na funkciju i primjenu dubokog temelje~ja:.l! ovo~e pogl~vlju ~~t ce obradeni sve dosada u InzmJerskoJ praksl konstene> >metode dubokog temeljenja ito: sipovi (piloti), bunari, kesoni, i druge podzemne specijalne konstrukcije. Veoma cesta je primjena raznih vrsta sipova od razliCitih materijala i tehnologije izvodenja, a oni ce se ovdje sire obraditi, uz koriStenje saznanja iz novijih tehnologija.

115

30. Temeljenje na .I'ipovima

30.1 TEMELJENJE NA SIPOVIMA 30.1. OPCENITO 0 FUNKCIJI SIPOVA Sipovi (piloti) su relativno dugi i vitki konstruktivni elementi sacinjeni od drveta, celika, betona, armiranog i prednapregnutog betona ilili sljunka, a oni se koriste da prenesu opterecenje temelja kroz slabo nosive dijelove tia na dublje zone tla iii stijenskog masiva vece nosivosti. Sipovi se koriste kao konveneionalni metod temeljenja za radove iznad vode, kao sto su: stupovi mosta, pristanista, lukobrani, naftne platforme i dr. Oni se, takoder, koriste kao dijelovi potpome konstrukeije za prihvatanje pritiska tla i/ili vode kao zagata za iskope temelja i potpornih konstrukeija. Temeljenje na sipovima u najvecem broju slucajeva predstavlja lahko i ekonbmicno izvodenje dubokih temelja. Umjesto dubokih temelja u mehkom tlu, koji se najcesce izvode ispod nivoa podzemne vode, pobijanjem sipova se najlakse dode do dubokih nosivih zona tIa. Ovaj dosta stari metod temeljenja je veoma raeionalan, kako u pogledu izrade, tako i u pogledu primjene i ustede materijala za sipove. Radi ovoga se stalno postiZu razna unapredenja, razvijaju nove metode i tehnologije, sto prosiruje primjenu sipova kod temeljenja jednostavnijih, do veoma slozenih objekata, i kod raznih slabo nosivih vrsta tla. Posljediea ovakvog razvoja uslovila je pojavu raznih vrsta, sistema i tehnologija izrade sipova kao i upotrebu raznih klasicnih i savremenijih vrsta materijala i opreme. Primjena drvenih sipova poznata je jos od drevnih vremena kod svih eivilizaeija, koje su se zadrZale do danasnjeg dana, bez obzira na razvoj drugih vrsta sipova i tehnologija izvodenja. Medutim, u novije vrijeme, sa razvojem tehnologije i primjenom raznih savremenih strojeva za izvodenje sipova, dolazi do sve vece primjene celicnih, betonskih, armirano-betonskih i prednapregnutih sipova od betona, kao i od pijeska i sljunka, koji se izvode na lieu mjesta. Brojna teoretska i eksperimentalna ispitivanja u proslosti i sadasnjosti. vezana za ponasanje i nosivost sipova u koherentnom i nekoherentnom tlu, kao i mehanizam njihovog djelovanja, nisu ni do danas dovoljno razjasnjeni. Ovo je razlog da je danas razvijeno vise teoretskih, eksperimentalnih i prakticnih metoda za proracun nosivosti raznih vrsta sipova, u razlicitim terenskim uslovima. Projektovanje temelja na sipovima danas se smatra "umjetnoscu", jer se citav proees odvija skriveno duboko u razlicitim uslovima i osobinama tla. U ovome poglavlju prezentirat ce se projektovanje i analiza raznih vrsta pojedinacnih i grupnih sipova, njihova ugradnja, mehanizam prenosenja

Temeljenje

117

X Duboko-indirekmo temeljel1je

30. Temeljel1je l1a .fipovi7l1G

opterecenja, metode proracuna nosivosti i slijeganje sipova, uz koristenje novijih saznanja iz ove oblasti. b)

.' 30.2.; KLASIFlKACIJA I KONSTRUKTIVNE ! POJEDINOSTI SIPOVA Razliciti tipovi sipova koriste se kod izvodenja inzenjerskih radova, sto ovisi 0: tipu opterecenja, vrsti objekta i temelja, terenskim usiovima, vrsti tla, nivou vode itd. Podjela se moze izvrsiti prema: (i) vrsti materijaia sipa, (ii) uacinu izrade sipova i (iii) nacinu prenoseuja opterecenja na tlo. 1) Prema vrsti materijaia sipove dijelimo na: drvene, );> ceIicne, );> betonske, annirano-betonske i prednapregnute sipove, );> kombinovane (sastavljene) od dvije iii vise vr~ta materijala, oduosno dva iii vise tipa sipova.

c) d)

);>

2) Prema nacinu izrade sipove dijelimo na: );> zabijene sipove. Pripremljeni, obieno drveni, eelieni, prefabrikovani, armirano-betonski i prednapregnuti sipovi pobijaju se u tIo udarcima cekicamalja; );> zabijeue i izlivene sipove. Na lieu mjesta zabija se metalna cijev sa zatvorenim dnom u tlo i popunjava betonom sa armaturom iIi bez nje, sljunkom, pijeskom i dr. Cijev se izvlaei prilikom ispune materijalom, a moze i ostati u tIu; );> busene i izlivene na lieu mjesta sipove. Sipovi se formiraju busenjem i vadenjem materijala uz zastitu oblome celicne koione iIi uz zastitu pomocu bentonitske suspenzije; );> izradu sipova pomocu mlaza vode pod visokim pritiskom, sa popunom nastalog prostora injekcionom smjesom razlicitog sastava; );> kombinovane sipove. Sipovi su sastavljeni od dva iIi vise prethodnih tipova iIi kombinacija sa razlicitim materijalima u istom tipu sipa; Prva dva tipa formiraju sip istiskivanjem materijala, pa se u stranoj ~iteraturi nazivaju sipovi dobiveni istiskivanjem. Treci tip sipa dobije se popunom

lzbuseuog prostora materijalom. (3) ·Prema nacinu prenosenja opterecenja sipove dijelimo na: a) Stojece sipove, oslanjaju se vrhom na cvrsto tlo i relativno nepenetrabilan materijal kao sto je stijenski masiv, kongloamerat, iIi jako zbijen sljunak j/ili 118----------------------~~~------------------­

Temeljellje

e)

f)

pijesak (sl. 30. I-a). Sipovi u ovome slucaju prenose opterecenje svojim vrhorn na cvrsto tlo, jer su gornji slojevi jako stisljivi i slabo nosivi. Lebdece sipove koji se nose trenjem izmedu ornotaca j tla, po cijeloj svojoj visini, tj. prolazi kroz jednolicne slojeve tla (sl. 30.I.-b). U ovome slucaju cvrsti sloj se nalazi na vecoj dubini, te bi bilo neekonornieno izvoditi tako duboke sipove radi njihovog vrsnog nosenja. Djeiomicno lebdece sipove, koji prenose opterecenje trenjem sarno u donjim zonama, jer su gomji slojevi zanemarljive nosivosti (sl. 30.1.-c). Sipove opterecene horizontalnim silama, koji moraju biti otpomi na savijanje, ako su gomji slojevi slabe nosivosti (s1. 30.1.-d). Ovaj tip dolazi u obzir kod izvodenja zemljom nasutih objekata, te temelja visokih i vitkih konstrukcija opterecenih znatnim vjetrom i/ili seizmickim siiama, iIi drugim macajnijim horizontalnim silarna (sl. 30.1.-d). Sipove opterecene silama zatezanja, koji se koriste kod temelja telekomunikacionih i drugih tornjeva, naftnih platformi i drugih konstrukcija opterecenih nazatezanje (sl. 30.1.-e). Sipove za zbijanje tlafdreniranje, gdje se zabijanjem sipova poboIjsavaju geotehnicke osobine tla u okolnom podrucju usljed smanjenja poroznosti. Ukoliko se prostor sipa popuni propusnirn materijalom, on sluzi za horizontalno dreniranje kojim se ubrzava okolna konsolidacija tla (s1. 30.1.f).

Koji ce se tip sipa izabrati prilikom projektovanja ternelja ovisi u osnovi od cetiri glavna faktora: (i) lokacije i vrste konstrukcije, (ii) terenskih usiova tla, (iii) trajnosti i (iv) cijeni kostanja. Vrsta i lokacija objekta i/ili konstrukcije znatno utjeee na izbor tipa sipa i opreme za njegovo izvodenje zabijanjem iIi busenjem: na tiu i/ili iznad vode; u blizini objekata i/ili na skucenom iii otvorenom gradilistu; te na obaloutvrdllilla, lukama i naftnim platformama. Uslovi tla u1jecu, kako na izbor tipa sipa, tako i na tehniku instaliranja i ugradivanje sipova. U tlu sa samcirna npr. tesko su izvodljivi zabijeni sipovi, a za nekoherentno tlo potrebna je specijaina oprema i tchnika izvodenja. Trajuost cesto utjece na izbor tipa sipa. U tlu i na podrucjima koja sadrie sulfate iIi druge stetne sastojke sipovi moraju biti visokog kvaliteta i otpomi na ove uticaje. Odabiranjem jednog iii dva osnovna tipa vezana za navedene uslove, konacan izbor ovisan je svakako 0 cijeni kostanja. Kod usvajanja ponude inzenjer mora da vodi racuna i 0 dmgim elernentirna ponude izvodaca, kao sto su: vrijeme izvodenja i rnogucnost udovoljenja programu i tehniekim uslovima, mogucnost opreme izvodaca za eventualna iznenadenja prornjene u dubinama, vrsti tla, stetnim uticajirna itd., iskustvo izvodaca, troskovi ispitivanja, organizacija i njegova fleksibilnost i s1. Temeijellje

119

X Duboko-illdirektno temeijenje

30. Temelje,ije Ila Jipovima

Nedostaci drvenih sipova su svakako u osjetljivosti na truhljenje i mikroorganizme, koji mogu utjeeati na stabilnost drvenih sipova. Radi ovoga, drveni sipovi se u pravilu koriste u stalno vl!iZnim prostorima, pod vodom, iii u staino suhom tIu. Izvodenje sipova u naizmjenieno suhoj i vlaZnoj sredini dovodi do brieg truhljenja, radi eega se sipovi pobijaju ispod minimalnog nivoa vode, jer tada mogu da budu trajniji. U Iukama i rijeenim konstrukeijama sipovi su, u osciIirajucem nivou vode izlozeni raznim mikroorganizmima koji mogu osiabiti iIi narusiti stabilnost drvenih sipova_ Da bi se ovo sprijeeiJo, sipovi se zasticuju raznim antikorozivnim sredstvima, naftnim derivatima i mineralnim solima. 2.0-3.0cm

..~ t

evrsto

'I

tlo-

stijena

@ H_

z

~S-&(m

@) S/.30.1. Razne vrste sipova s obzirom na naCin prenosenja opterecenja: stojeCi (a), lebdeCi (b), 4jelomicno lebdeCi (c), horizontalno optereceni (d), zatezni (e), drenaini (I).

30.2.1.DRVENI SIPOVI Primjena drvenih slpova datira jos od prahistorijskog doba i oni su koristeni su kroz sve civilizaeijske epohe. Oni se i danas koriste, radi svoje ekonomienosti, lahkog rada, povoljnih osobina drveta, velike evrstoce u praveu vlakana, fleksibilnosti i otpornosti na udare. Siroka njihova primjena i danas je poznata u Sjevernoj Ameriei, Kini i skandinavskim zemljama u formi ocis6enog drvenog stabla i pripremljenog za pobijanje na kopnu ili u vodi. Njihova primjena je posebno pogodna za privremene objekte, jer se po potrebi mogu vaditi i ponovno koristiti. 120 ------------------------------~~e-'~-l~ye-~~e---------------------------

~3.0-:;5.0cm

@

I

@

®

SI.30.2. Glave i vrhovi sipova:obratleni a nezasticeni (a),osigurani okovima glave i vrh sipova (b) i (c).

Duzine i preeniei sipova su razliCiti, sto ovisi 0 klasama i vrsti drveta koji se propisuju pojedinim standardima. Prema nekim autorima, maksimalna duzina drvenih sipova iznosi 10,0-20,0 m, a obieno 6,0-15,0 m (Tomlinson i Boorman,1995; Dolarevic, 1987). Minimalna debljina sipova ne koristi se ako je manja od 15 em, a maksimalnaje 35 em (Braja, 1995). Ako se sipovi zabijaju u tvrdo tIo, vrh sipova treba zastititi metalnim okovom (papueom). Radi sprijeeavanja ostecenja glave sipovi se prilikom zabijanja osiguravaju metalnim prstenovima. Tipicni naCini osiguranja glava i vrhova sipova dati su na slici 30.2.

Temelje,ije

121

X Duboko-indirekmo temeljenje

30. Temeljel~;e Ila iiipovima

U slueaju potrebe sipovi se mogu nastavljati, ali se ovo izbjegava, posebno kada se oeekuje da ce biti optereceni na zatezanje ilili boeno opterecenje. Ukoliko je nastavljanje neophodno, one se moZe izvesti izvan iii u ravni sipova od: drvenih podvezica i sarafa, medusobno povezanih polucilindera, metalnih prstenova sa sarafima i cijevnih cahura (st. 30.3.). Minimalan preklop treba da iznosi najmanje peterostruku debljinu sipova. Sipovi se koriste kao temelji za razne objekte, pojedinaeno ilili skupno, u jednom i/ili vise redova, vertikainih i/ili kosih, sto ovisi 0 konstrukciji i opeterecenju (sl. 25.6.). Generalno, moe nosenja sipova procjenjuje se na oko 220-270 kN (25,030,0 tona). Prema nekim standardima dopustena nosivost na pritisak hrastovih i borovih sipova iznosi 8,3 N I mm 2 , odnosno 5,9 N I mm 2 na neto povrsinu. Dopustena nosivost drvenih sipova, bez izvijanja, dobije se iz izraza:

optereceni i osnovnim i dopunskim opterecenjem, racunske vrijednosti za dopustene napone povecavaju se za 15%, a ukoliko djeluje i posebno opterecenje, dopusteni naponi se povecavaju za 50% (Kujundzic, 1989). Osnovni dopusteni naponi za drvo sa vlaZnoscu manjom i vecom od 18% redukuju se koeficijentima (kH) prema tabeli 30.2. (Kujundzic,1989). Dopusteni naponi (aw,') (MPa) za osnovno opterecenje

~c7, '·I.S"'ii"'li<'

."

~2.;P~!itDD~.·'

.....~ ....• '•• > ...

I

a md a tlid

.'

.

.: h

I

:.,.

I. II ~+-1

I

. I --11--1' .. "

I

V r.

I

I I I . I

. r! tl

I

@

@

S=8-12mm

• • @)

@

~

.

".

Listwi

Klasa

KIa",

U

LiielllienO Juri1eliruoo drvo " Cetinari 'KJasa U'

Liirnri Klasa

13.00

II 10.00

7.00

14.00

12.00

14.00

11.00

16.20

II 13.70

10.50

S.50

0.00

11.50

10.00

10.50

8,50

18,00

10.80

0.25

0,25

0.00

0,35

0.35

0.25

0,25

0.35

0.35

11.00

8.50

6.00

12.00

10,00

11.00

8,50

15.00

12,00

IU

I.

.

,cbezJ!l1lOOenlb vlakano

:piiniaiOm

.

'MioCeQlu .

a c.ld

2,00

2.00

2.00

3,00

3.00

2.00

2.00

4,90

4.30

2.50 0.90

2.50 0.90

2.50 0,90

4.00 1.20

4.00 1.20

2.50 1,20

2.50 1,20

4,90 1.30

4.90 1.10

0,90

0.90

0.90

1.20

1,20

0,90

0,90

1.50

1.50

3.50

3.00

2.50

4.00

3.50

3.50

3.00

4,00

3.50

"mild

~;.

-- II

...

S.l'0p..cm ":.';; , ~'

'7.POdiiiii.··

"lid

:%;p~."

~<

" .ld

Koeficijenti korekcije k" za masivno drvo Tabela 302

vlamost% .'

®

(30.1.) gdje je: A-srednja povrsina presjeka sipa, a a dop-dopusteni napon drveta. Vrijednosti dopustenih napona zavise od vrste i klase drveta, procenta vlage, vrste naprezanja i vrste opterecenja (tabe\a 30.1.). Ukoliko su sipovi Temeljenje

a cild

·6.SliliCOiueod .

Sl.30.3. Nastavak drvenih sipova: drvene podvezice sa sarqfima (a), meausohno spojeni policilindri (h), metalni prstenovi sa sarafima (c), cijevne cahure (d) i metalne podvezice sa sarafima (e).

122

(j l.ld

4;POdiiiiil.pritiMk

;!J<>!!,~sile

I ~ 6=8-10mm

..I....ie

.•....

Musivno drvo

'CCiinari

..

3.P.~--

,/'

Tabela 30.1.

>:
Oznuke

'Cetinari ere ,'1: !'"

t1m,ct ..

'Li§68rl

'.'.',-

O'c;t (jm;'O'c'c

10 1,32 1,16 1,30 1,16

12 1,24 1,12 1.22 1,12

14 1,16 1,08 1,16 1,08

16 1.08 1,04 1.08 1,04

18 1,00 1,00 1,00 1,00

20 0,92 0,94 0,92 0,94

22 0,86 0,92 0,90 0,92

24 0.78 0,88 0,89 0,88

26 0,70 0,84 0,75 0,84

30.2.2.CELICNI SIPOVI Visokeevrstoce u odnosu na tezinu i dimenzije, te zilavost celika, Cine materijal podesnim i za sipove i to kod: (i) pobijanja iIi busenja na vecim dubinama,(ii) pobijanja u tezim tlima bez ostecenja kao sto su: povrsinske naslage sljake iIi stari temelji i slojevi tla sa samcima, (iii) konstmkcija za absorpciju energije kao sto su navezi za prihvatanje brodova, gdje se koristi celik, pomocu ov~

Temeljenje

123

X Dubolw-illdirekillo temeljcnje

30. Temeljcnje na ,~ip(}villla

kojeg se stvara sposobnost odupiranja velikim elasticnim deformacijama (Owens i Knowles, 1995)_ Celicni sipovi se lakse zabijaju u tvrdo tIo gdje se druge vrste ne mogu zabitL Manje su osjetijivi na udarce i vibracije, zbog cega nisu podiomi ostecenjima. Ako se koriste za privremene objekte, mogu se po potrebi vaditi i ponovno koristiti. Postoji vise raznih sistema i vrsta sipova prema obliku i naCinu izrade, odnosno zabijanju u tIo. Opcenito se primjenjuju tri osnovna oblika i to: (i) H proiil, odnosno (I) profil (siroki pojas - Pajnerov sip), (ii) kntijasti - prizmaticki Larsenov oblik sipa, (iii) cjevasti sip (51. 30.4.). Prema nacinu zabijanja u tlo razlikujemo: » sipove u obliku svrdla, koja se uvrcu u tlo okretanjem (sl. 30A.-a); sipovi H (1), prizmaticnog iii cjevastog oblika koji se zabijaju udarima malja, pomocu makare za zabijanje u tIo iii bez nje (51. 30.4.-b).

Osnovni podaci za celicni I profiT (siroki pojas)

»

PIO

~6

0 80 em

P20 P22 P24 P26 P28 P30 P32 P34

®

@

SI.30.4. Tipovi celicnih sipova: svrdlasti (a), H profil (b), cjevasti (c) i prizmaticni sipovi

650 700 750 800 850 900 950 1000

Cjevasti sipovi sa svrdlom na dnu koriste se u cvrstom tIu, ali na manjim dubinama. Pogodni su kod sipova izlorenih silama zatezanja, kao i kod potrebe za vecom nosivoscu, koja se ostvaruje vecom sirinom svrdla (s1. 30A.-a, c). Sipovi H (1) oblika, te cjevasti i prizmaticni sipovi, imaju vecu primjenu od svrdlastih sipova,jer su obicno ekonomicniji i za praksu prihvatljiviji. Najcesce se koriste gotovi vaijani celicni profili, kojima se kombinuju razni zatvoreni oblici u poprecnom presjeku. Ovi sipovi mogu biti na dnu otvoreni iIi zatvorelli. Ako su zatvoreni, onda se dno zavari konusno, radi zabijanja u tvrdom tlu. U ovome slucaju suplji prostor se moze popuniti betonom, iii armiranim betonom, Cime se povecava nosivost sipa.

300 300 300 300 300 300 300 300

Temeijenje

200

ZOO 240 260 280 300 320

340

P36 P38

360 380

P40 P42~ P45 P47'l'1

400

(d).

124

600

6,5 7 8 9 9 200 10 200 10 240 11 260 11 280 12 300 12 300 13 300 13 300 14 300 14 300 14 300 14 300 15 300 15 300 16 300 16 300 17

P12 PI4 PI6 PIB

P95 PlOO

425 450 475 500 550

17 18 18 18 19 19 19 19

447 864 1520 2630 3830 5950 8050

11

16 18 18 20 20 22 22 24 24 26 26 28 28 30 30 32 32 34 34 34 36 36 36

36

12 14 14 15 15 17 17 18 18 20 20 21 21 21 21 23 23 24 24 26 26 27 27 27 30 30 30 30

11690 144 154 171 174 192 194 209 212 232 235 255 263 289 297 324 333 342 372 381 391

400

135 137 150 153 164 166 182 185 200 207 227 234 254 261 268

292 299

307 314

11050 20720 25760 32250 36940 45120 50950

89,7 144 217 329 426 595 732 974 1160 1480 1720 2020 2170

2510

69480 84220 95120 113200 140300 180800

2680 3030 3270 3740 4010 4530 5100 6030

216800 270300 316300 366400 443900 506000 573000 644700

6670 7720 8430 9160 10440 11250 12060 12900

60640

11,2 12,0 12,9 13,7 14,5 15,3 16,2 17,0 18,1 19,0 20,1 21,0 23,1 25,0 27,0 28,9 30,8 32,7 34,6 36,5 38,3

40,1

167 317 550 958 1360 2140 2840 4150 5280 7320 9010 9910 9910 10810 10810 11710 11710 12620 12620 13530 13530 14440 14440 15350 15350 15350 16270 16270 16270 16280

214 258 346

406 523

600 661 661 721 721 781 781 841 841 902 902 962 962 1020 10201 020 10801 080

lOBO lOBO

2,37 2,82 3,31 3,81 4.25 2,53 3,04 3,53 4,05 4,55 5,08 5,59 6,1l 6,61 7,14 7.65 7,60 7,55 7,51 7,46 7,49 7,43 7,38 7.32 7,28 7,17 7,07 6,97 6.88 6,79 6,70 6,61 6,53 6,45

Celicni sipovi se pO potrebi mogu nastavljati varenjem podvezica iIi cijevnih cahura, tako da se mogu posti6i i znatno vece dubine od standardnih dimenzija, Kao primjer ostvarene znatne dubine navode se opitni sipovi oblika H (305x305 mm) koji su zabijeni cekicem do dubine od 49,0 m u gustom pijesku i sijunku sa samcima (Tomlinson i Boorman, 1995). Sipovi na ovakvim dubinarna Temeijenje

125

30. Temeljel~;e Ila IipovimG

X Duboko-illdireklllo temeijellje

skloni su izvijanju oko slabije ose. Tako je osmotreno da je H sip (31Ox352 mm) zabijen do dubine od 46,0 m u glinovitom tlu imao defleksiju od 1,8-2,0 m od vertikale. Medutim, norma Ina duzina celicnih H profila, koja se u praksi koristi, krece se od 4-5 m (tabela 30.3.). U tabeli 30.4. dati su osnovni podaci za cilindricne sipove tipa Larssen. Osnovni podaci 0 Larssenovom cilindricnom obliku §ipa (Owens i Knowles, 1995).

525 525 525 525 525 400 420 420 420

349 391 447 502 502 299 502 502 502

9.0 10.5 11.3 12.1 17.0 14.1 22.0 25.4 28.6

89.4 102.0 120.8 136.6 154.6 175.8 207.3 124.4 244.0 262.0 277.4

113.8 129.9 153.9 174.0 1%.9 223.9 264.1 158.8 310.6 333.6 353.2

1122 1344 1589 1776 2005 222] 2224 1020 1794 1794 1794

1652 1748 1872 1952 2084 2]64 2168 15% 2080 2080 2080

38126 54474 75240 96584 19954 106780 118588 128448

43812 55442 60920 70120 80082 85806 30559 67756 69859 71392

1132 1490 1950 2438 2998 3848 1348 4237 4725 5117

3011 3077

Moc nosenja celicnih sipova bez izvijanja dobije se iz poznatog izraza:

30.2.3. PRETHODNO IZLIVENI ARMIRANO-BETONSKI I PREDNAPREGNUTl SIPOVI Armirano-betonski sipovi prethodno izliveni i zabijeni u tlo imaju siroku primjenu u gradevinskoj praksi. Posebno imaju primjenu kod obalnih konstrukcija, pristanista, naftnih platformi, mostova itd. Ovi sipovi su u prednosti u odnosu na drvene i celicne sipove, jer ne podlijezu truhljenj14 niti su izlozeni koroziji. Ukoliko je podzemna i/ili nadzemna voda agresivna za beton, mogu se koristiti cementi otpomi na sulfate ili druge agresivne sastojke, iIi se koriste razne epoksidne smole za zastitu. Nedostatak imje sto su glomazni i tdki, te zahtijevaju mocnu opremu za transport i zabijanje, onemoguceno je njihovo nastavljanje a oteiano je i skracivanje. U posljednje vrijeme primjenjuje se tehnologija izvodenja cjevastih sipova koja dobrim dijelom anulira ove nedostatke. Armirano-betonski sipovi se lahko ostecuju prilikom zabijanja od udara malja i vibracija, a mogu se ostetiti iIi sIomiti duboko ispod povrsine terena. Zbog ovoga se sipovi rade od kvalitetnog betona (n~manje MB30) iIi prednapregnutog betona. Do prije izvjesnog vremena u upotrebi su bili sarno armirano-betonski sipovi punog kvadratnog, okruglog, heksagonalnog iIi oktogonalnog presjeka. Sipovi kvadratnog presjeka koriste se za krace i srednje duzine, a drugi oblici obicno su u upotrebi kod vecih duzina sipova. Danas su se razvili i tipovi oblika betonskih cijevi-cjevasti, cilindricni sipovi, sa tankom betonskom Ijuskom, kao i prednapregnuti sipovi (s1. 30.5.-b i 30.9.).

30.2.3. 1. Zabijeni armirano-betonski sipovi Maksimalne duzine i armatura kvadratnih sipova

Q=Acrdop (kN),

(30.2)

gdje je: A-neto povrsina poprecnog presjeka celicnog sipa;

adop-dopustenl napon ce I'k 1 a. V'

Tabela 30.5. ~ vao/"(rinm)'presjet . .• ..

..

'....•

;.'.

25x25

<.30;3()

v

. ,

Posebno se mora provjeriti moe nosenja sipa u odnosu na slom u tlu. Celicni sipovi izlozeni su korozivnom djeJovanju u mocvamim tlima, tresetistima, vodi i drugim organskim tlima. Tlo koje ima pH veci od 7 nije tako korozivno. Uobicajeno je da se na racun korozije povecavaju debljine stijenki sipova. Moguea je koroziona zastita epoksid smolom koja se ne ostecuje prilikom pobijanja sipova.

126

C

Temeljellje

',\',

.;

.....

.Maksim.liladUiina {IIi) 12,0

4 x 20 4 x 20 4x 25 4x20 4x 25 4x32 4x25 4x 32 4x40 4x25 4x32 4x40

.

15,0

.....

.....

18,0

.....

·,······40·,40

21,0

,..... 45'x45

; .... -

I

Glavlia armatura

'

...

25,0

.(komxmm)

Temeljenje

Poprecna 'anllatUra· uzengije ··(.wmm~ razmak) glava i Slopa tijelo Sipa <1>6/40 <1>61130 <1>6/40

<1>61130

~8nO

8!175

<1>8/60 iii 1011 00

681200

<1>8/60 ili <1> 10190

"

.

8/180ili <1>101225

127

30. Temeijellje na Jipovima

X Duboko-illdirektllo temeijenje

Ovi sipovi, prethodno izliveni, kvadratnog SU, okruglog, heksagonalnog iIi oktogonalnog presjeka, sa klasienom uzduznom i popreenom armaturom. Projektovanjem se treba obezbijediti: (i) otpomost na momente savijanja od podizanja, rukovanja i transporta sipa, (ii) prenosenje vertikalnog optereeenja od zabijanja sipa i temelja konstrukeije, i (iii) preuzimanje momenta savijanja od boenog opterecenja. Popreeni kvadratni presjek obieno iznosi od 25x25 em do 45,Ox45 em. Najeesce se rade duzine od 6,0 do 15,0 m, a izuzetno do 25,0 m, sto ovisi 0 velieini popreenog presjeka. Da bi se izbjeglo prekomjerno izvijanje, prilikom rukovanja i zabijanja preporueuju se u tabeli 30.5. duzine sipa kvadratnog presjeka (Tomlinson i Boorman,1995). HVAHSTE 500 em od

@

glove Sipo

1500 HZ PRELAlNI 010

1050

RAH-tAK 17.5 em

11111 I I

1075 RAZMAK 7.0 em

F+H C' IIIIIIIIIIIIIIIIJWO

~

eega se izvode zatvorene uzengije iii kao spiraina armatura. Na duzini od oko tri sirine sipa, na oba kraja, popreena armatura treba da iznosi najmanje 0,6% zaprernine, a u srednjem dijelune manje od 0,2% (s1. 30.5.). Na slici 30.5. dati su armatumi naerti za sipove kvadratnog presjeka 35/35 em u dvije varijante (sl. 30.5.-a i c), kao i za ortogonalni suplji presjek (s1. 30.5.-b), sa eelienim Siljkom na dnu sipa. Sipovi se u horizontalnom poloZaju izbetoniraju u eijeJoj svojoj duzini, te nakon potrebne pravilne njege i odieZavanja zabijaju se u tIo do projektovane dubine. Za transport sipova ugraauju se posebne kuke, jedna iIi dvije, i to obieno na odstojanjima kojima se izjednaeavaju negativni i pozitivni momenti savijanja od vlastite tezine sipa. Moguea su hvatista i na drugim odstojanjima, ali je potrebno da poduzna (glavna) armatura preuzme dobivene momente savijanja, bez velikih ugibanja kako bi se izbjeglo stvaranje veeih pukotina na sipovima (s1.30.6.).

CIs ~\

4)f25m~

)If 6mrn

~b

~

78.7

TV~I CElICN! SILJAK

025L

io---"1

O.2SL

~

I

~

Hillin :Mmox: PLl40

~~

.kn-I

H m
Mmin: PL/32

Hmin=PL/16

Sl.30.6. Polozaj hvatista (kuka) za transport sipova sa maksimalnim (MmmJ (Mmi,J momentom savijanja usljed vlastite tdine sipa.

10x5

I

10x10

n x 20:::

Q

I

\5xl0

I

20x5

'---C';;;'n;! obruc.

Sl.30.5.

Tipicni detalji armirano-betonskih sipova: armatura za kvadratni sip presjeka 35135 em i duiine 15,0 m (a), armatura za suplji oktogonalni presjek sipa (b), (Tomlinson i Boomwn,1995), te armatura sipa 35135 em, sa kukama za prenos (e), (Dolarevif:, 1987).

Sipovi kvadratnog presjeka armiraju se sa po 4 iii 8 glavnih poduznih sipki armature, a okrugli presjek sa najmanje 6 poduznih sipki. Uzengije se stavljaju na manjem razmaku pri krajevima od razmaka u srednjem dijelu sipa. Poprecna armaturaje posebno vama za otpornost naponima nastalim zabijanjem sipova, radi 128

Temeijellje

j

minimalnim

Raze sipova prilagodavaju se uslovima tla, njihovoj evrstoei i polozaju slojeva. Ukoliko se sipovi zabijaju u mehko tIo, onda nisu potrebna osiguranja stope sipa, vee samo eunjast zavrsetak (s1. 30.7.-a i b). Ovi obliei se primjenjuju u mekanim tIima, evrstoj glini, iii kompaktnom pijesku i sljunku. Metalne stope koriste se u tlima koja sadrze konglomerate, velike samce, oblutke i sl. (s1. 30.7.-e). Metalni okov razbije samee, iIi ih gume u stranu, i na taj naCin ne dolazi do osteeenja sipa. Kada sip treba da se penetrira u stijenski mas iv, koristi se eelieni siljak na vrhu eeliene zastite (s1. 30.5.-b i 30.7.-d). Ako se sip zabija u veoma tvrdi stijenski masiv, posebno ako su slojevi nageti, koristi se "Oslo siljak" (s1. 30.7.-e, Bjerrum, 1957). Kada se sipovi zabijaju u tIo koje prufujace otpore, moze se pri izradi sipa ugraditi eijev kroz sredinu sipa, kroz koju se utiskuje voda pod pritiskom, koja ------------------------~~-------------------129

Temeijellje

X Duboko-illdirektllo femeljenje 30. Temelj""je no "ipovimo

:azmeks~:a tl0 (s1. 30.7.-t). Ova cijev moze pos!uziti za kontrolu ispravnosti sipa, Jer se pnhkom zabijanja moze slomiti sip dubok u tlu.

I

~

TRAKA

CEUCNI SILJAK

@

@

@

CELICNI SlUM

plasticnim smjesama (s1. 30.7.-g). Ove kape mogu biti i sastavni dio makare za zabijanje. Ukoliko dode do manjeg ostecenja sipa izvan zemlje, vrsi se njegovo utezanje metalnim sponama, a ako se slorrilje dublje unutar t1a, onda se takav sip zamjenjuje novim, bilo da se on vadi iIi zabija novi pored njega. Betoniranje sipova vrsi se direktno na betonskoj podlozi iIi postavljenoj drvenoj iIi metalnoj oplati, na uobicajen nacin (sl. 30.8.). Posto se izazivaju visoki naponi pri pobijanju sipova, koristi se rriln. 400 kg/m3 cementa (cvrstoce 40 N/mm2, poslije 28 dana), a pri normalnim i laksim uslovima pobijanja sipova sadrZaj cementa ne treba biti manji od 300 kglm 3 . Kada se ocekuju veoma tdki uslovi zabijanja sipova, preporucjuje se koristenje minimum 600 kg/m 3 cementa u stopi i glavi sipova (Tomlinson i Boonnan, 1995).

@

(.licna plata

75-100mm

cijev

ceticni

a

Siljak

H PR OFIL ceticoa plata

vilice oko glavne _ _ _ _-J

armature

®

® Sl.30.8. Drvena oplata za betoniranje §ipova.

suo. 7.

Tir:

OVi

razlii5itih stopa i kapa sipova za razliCite uslove tla: mehko tlo (a), tvrda gl~~a, ~omp~ktni pijesak i Jljunak (b), tlo sa samcima i konglomeratima (c), stljens~II1Ul~lV (d), uslojeni masiv (e), kompaktno tlo (f) i kapa betonskog sipa (g), (Tomlinson I Boorman, 1995, Do!arevic, 1987).

. Prili~~m zabijanja sipova moze doci do njihovog ostecenja od udaraca maIJem, fadl cega se zasticuje glava sipa celicnom kapom, tvrdim drvetom iIi 130----------------------~~~------------------­ Temeljcnje

Poslije betoniranja sipovi se kontinuirano drze vlaznim cetiri dana u normalnim uslovima. Ovo njegovanje vrsi se sve dotle dok beton sipova ne ocvrsne i neosposobi za dizanje i transport. Sipovi se zatim numerisu i oznaci duzina i vrijeme betoniranja, nakon cega se sipovi lageruju i polazu jedan iznad drugog sa medurazmacima ostvarenim drvenim podmetacima. Sipovi sa vidljivim prskotinama i pukotinama ne treba da se zabijaju. Neki standardi predvidaju dopustellu veliCinu i duzinu prskotine. Prema DIN 4026 TemeZjenje

131

30. Temeljellje na sip()vima X Duboko-indirek/ll() temeljellje

dopustena je sirina prskotine od 0,15 mm, a po svedskim standardima 0,20 mm, u dliZini od jedne poloviee straniee sipa za transverzalne i 100 mm za longitudinalne prskotine. Odstranjivanje betona sa glave sipova vrsi se nakon njegovog zabijanja na potrebnu dubinu. Razbijanje (piljenje) betona obavlja se prema metodarna i alatima, koja nece izazvati pukotine. Oslobodena armatura glave sipova poveze se sa armaturom nadglavne grede. Ukoliko su sipovi veci od predvidenog nivoa, odstranjivanje betona pocinje od uglova sipova do glavne armature, koja se odsijece i nastavi razbijanje (pilenje) betona. Ako se zahtijeva veca dubina zabijanja nego sto su dliZine sipova, potrebno je odstraniti beton sa glava sipova u duzini kojom se dobija armatura za nastavak sipa, od 40 d (neki propisi predvidaju 30 d, gdje je d dijametar betonske sipke). Nakon postavljanja nove armature vrsi se preklapanje i zavarivanje na ovoj preklopnoj duZini i obavi betoniranje nastavaka sipova.

vadenja vratila obavlja se unutarnja kontrola sipa, ugraduje armatura i vrsi njegovo betoniranje. Ovakva vrsta sipa kombinovana je od prethodno izbetoniranog vanjskog dijela sipa i unutarnjeg dijela izradenog od betona na lieu mjesta. w

@

J,

, I' ®---1I : I

I

PRESJEK®-®

1-0 I

30.2.3.2. Spojeni prethodno izliveni annirano-betonski sipovi Jedan .od glavnih nedostataka konvencionalnog naema izvodenja predhodno izlivenih betonskih sipova je gotovo nemoguce njihovo nastavljanje kada se za to ukaie potreba. Isto tako, njihovo skraCivanje je vezano za mnoge poteskoce i rizike od ostecenja. Ove nedostatke moguce je prevazici koristenjem kracih prethodno izbetoniranih dijelova. Na ovaj naCin moguce je ove dijelove dodavati iIi odstraniti, ovisno 0 potrebnoj duzini sipa. Danas je u Evropi razvijeno viSe spojenih tipova prethodno izradenih betonskih sipova, kao npr.: Balken, Hercules, Europile i Westovi sipovi (Tomlinson i Boorman, 1995). Prva dva tipa imaju "bajonet" spoj dok se Westovi (West's) sipovi medusobno spajaju na pero i utor i povezuju metalnim prstenjem (s1. 30.9.). Dije10vi sipova betoniraju se u standardnim duzinama 2,5 do 12,5 m, u fabriei, gdje se ostvaruje visoka cvrstoca betona na pritisak (bO"min=50 N/mm2, nakon 28 dana). Poprecni presjek ovih sipova je kvadratan (23,5- 28,5 em), heksagonalan (39,0 do 50 em) trokutast, iii okrugao, sa dopustenom moci nosenja od 300 - 2000 kN. Sipovi sa betonskom Ijuskom (Westovi sipovi) izliveni u duzini od po 91,5 em, vanjskih dimenzija 28,0-61,0 em, odnosno unutarnjeg dijametra 16,5-47 em, zabijaju se pomocu metalnog vratila (sl. 30.9.). Ovi kratki betonski komadi sipa proizvode se u fabrikama sa armaturom ljuske od polipropilenskih vlakana. Njihovo spajanje obavlja se pomocu vanjskog celicnog prstena dok se unutarnji spoj premazuje bitumenom radi njegovog brtvljenja. Metalno vratilo i sip eilindricnog presjeka zabijaju se u tlo pomocu malja do odredene dubine. Nakon

PRESJEK@-@

Sl. 30. 9.

Spojeni betonski dijelovi sipa (Westovi sipovi): prethodno izliveni (a), u Jazi zabijarlja (b), a zatim armirani i betonirani (c), gdje je: podmetac-tucak (1), glava cilindricne betonske ljuske spojena sa vratilom-vretenom (2), metalno vreteno (3), spo} elemenata ljuske (4), prethodno izliveni betonski dijelovi ljuskecilindra sipa (5), odstranjivan}e suvisnog elementa (6), unutraSnjost sipa sa armaturom i popunjenim betonom (7), puni vrh sipa (8), armatura sipa (9), (Tomlinson i Boorman, 1995.).

30.2.3.3. Prednapregnuti armirano-betonski sipovi Prednapregnuti sipovi proizvode se masovnije tvomicki i zahtijevaju.~is?k kvalitet betona, cime se ostvaruje njihova dobra o:~ornost na napon~ zabl~~llJa. Drustvo za beton preporucuje cvrstocu betona na prltIsak od 40 N/mm , posh]e 28 ----------------------------~y.~el-ne~'lj~·e/~y~e-------------------------133

132

Temeljenje

X Duboko-illdirektllo lemcljcllje

30. Temeljellje na -'ipovima

dana starosti betona (Concrete Society, 1967). Visok kvalitet betona daje prenapregnutim sipovima dobru otpornost u korozivnom tlu iIi u Juckim radovima. Prenapregnuti sipovi rade se u osnovi na dva nacina:(i) prednaprezanjem visokovrijednih fica (armature) prije izlijevanja betona i (ii) prednaprezanjem zica, po]ozenih u ostavljene kanaIe, nakon ocvrscavanja betona u kalupima. Prethodno prednaprezanje zica obavIja se, nakon njihovih poJaganja u horizontal no rnontirane kalupe, presama postavljenjim na krajevima kalupa, nakon cega se izvrsi betoniranje i vibriranje sipova. Kada beton postigne zahtijevanu cvrstocu na pritisak, izvrsi se prekidanje zica na kr~evima, cime se naponi prenesu na sipove. Transportov~anje i slaganje vrsi se na isti nacin kao i kod sipova sa klasicnom annaturom. Sipovi se obicno izvode punog kvadratnog presjeka do 400 mm (s1. 30.10.). Kod vecih presjeka koristi se kao ekonomicniji cilindrican presjek. Drugi metod naknadno prednapregnutih sipova zasnovan je na istezanju zica iIi kablova nakon ocvrscivanja betona. Ovaj metod se obicno koristi kod vecih cilindricnih presjeka sa uzdumim kanalima u koje se uIafu zice i zateru na krajevima sipa. Ukoliko se sipovi izvode u dijelovima-segmentima, zajednickim njihovim utezanjem mogu se dobiti vece dilZine sipa. Kanali se nakon utezanja zica injektiraju injekcionorn smjesom pod visokim pritiskom. Tipican nacrt armature prednapregnutog sipa prikazan je na slici 30.10. 1=14.50m

I

=2.90

I

too

I =10.50

=2.90

1.00

~lllllllIIlllIIllllllr~ mll l l l l l l l l l 1 Lmetalni vrh

4"'12.5~

nxli

1

4 ... 12.

Sl.30.l0. Projekat prednapregnutog sipa, presjeka 30x30 em i duiine 1=14.5 m, gqjeje: udaljenost mjesta podiza/{ja (I}), vilice pri vrhu i dnu sipa (l2), srednji dio sipa (l3) i prelazni razmak vilica (14)' (Tomlinson i Boorman, 1995 ).

30.2.4.SlPOVl KO]l SE lZVODE NA LieU MJESTA

Danas postoji vise vrsta sipova koji se izvode na lieu rnjesta, sa razlikama nekada znatnim po opremi i tehnologiji izvodenja, a nekada sarno u detaljima. U principu ova vrsta sipova moZe se podijeliti na: (i) sipove koji se izvode uz pornoc celicne cijevi koja se vadi iIi ostaje (posebno u vodi) i (ii) busene 134----------------------~~~------------------­

Telllcljenje

slpove bez upotrebe celicne cijevi, cIJa se stabilnost busotine obezbjeduje bentonitskorn suspenzijorn ili injektiranjem. Podjela bi se rnogla izvrsiti i S obzirom na nacin formiranja prostora za sip, ~i.: (i) da Ii se materijal sabija zabijanjem celicne cijevi (oblozne koione) sto je povoljno, iIi (ii) se materijaI iz cijevi kopa i vadi posebnirn grabilicama. Podjela sipova vrsi se i prema naCinu ugradnje betona u sip, te prema tome da Ii je betoniranje u suhom iIi pod vodorn. Za zabijanje celicnih cijevi koriste se razlle makare, a za busenje strojevi raznih sistema na mehanicki i/ili hidraulicki pogon. Podjele ove vrste sipova vrse se i prema razliCitim tipovima koristenih makara, odnosno strojeva za izradu sipova na lieu mjesta. Nosivost ovakvih sipova moze biti znatna zbog njegovog prosirenja tokom betoniranja na vrhu i po cijelom obodu !lipa. Ova prosirenja mogu biti i mnogo veca od projektovanog promjera sipa, posebno u njegovoj bazi i u tlu slabijih karakteristika. Nekada ovo povecanje moZe da iznosi 1,5-2 puta vece od promjera eijevi za pobijanje. Prosirenja na vrhovima sipa vrse se jacim i duzim nabijanjem betona uz zadovoljenje prodiranja cijevi, cime se povecava nosivost vrha sipa u slabijem tlu. Izmedu mnogih tipova sipova izvedenih na samom terenu znacajnu prirnjenu danas imaju: (i) "Franki" i (ii) "Express" (Ekspres) sipovi cije se oblozne kolone zabijaju makarama, zatim (iii) Benoto sipovi, kod kojih se materijal iz sipa kopa, te (iv) buseni sipovi bez upotrebe metalnih oblozenih kolona.

30.2.4.1. "Franki" sipovi

Zabijanje eijevi, odnosno metalne obIozne kolone, za izradu sipova razlicito je i ovisno 0 odabranom sistemu. Obiome metaine kolone za izradu "Franki" sipova pobijaju se posredno preko cepa od svjezeg betona ugradenog na dnu kolone. Dolje otvorena kolona spusti se na tlo, pa se u nju na dnu ugradi svjezi beton visine 50-80 cm, sto ovisi 0 dijarnetru cijevi (s1. 30.11.). Celicni malj izduzenog oblika, tezine 25,0-30,0 kN (2,5-3,0 t), spusta se pomocu dizaliee na makari da pada sa potrebne visine, kroz cijev, na betonski cep. Malj obicno pada sa visine oblozne kolone i nabija beton u tlo i uz eijev oblozne kolone. Daljnim udaranjem malja taj cep savladava otpore trenja tla, te prodire dublje, ali ne izlazi iz cijevi. Na ovaj nacin se oblozna kolona zabija u tlo do odredene dubine temeljenja. Usljed velike zbijenosti, odnosno gustoce betonskog cepa, podzemna voda ne moZe da prodre u eijev, te se betoniranje !lip a odvija bez prisustva vode. Kada ------------------------------~Te-fn-e~lj-el~ve---------------------------135

X Duboko-illdirektno lemeljel1je

30. Temeljellje flO _,ipovill1o

se naide na slojeve slabijeg kvaliteta, treba paziti da se jakim nabijanjem ne istjera beton iz eijevi. U ovu svrhu biIjezi se na uZetu pri kraju eijevi visina betona u cijevi (sl. 30.Il.-d). Kada se cijev spusta kroz vodu, potrebno je prethodno postaviti drveni podmetac na dno eijevi, koja se pridrZava kranom na skeli i ohrazuje betonski cep lagahnim nabijanjem. Zatim se cijev malo podigne, ukloni drveni podmetac i eijev sa cepom spusti kroz vodu na tlo. Dalje zabij~e cijevi u tlo provodi se kao u normalnim uslovima na suhom tIu. Kada ovaj nacin ne daje zadovoljavajuce rezultate, moze se dno cijevi zatvoriti limom. Nekada se koristi prava zastitna cijev od tankog lima, koja se poslije izrade cepa vadi i ponovno koristi.

@

®

OBLOiJ~r C'JEv:iIL

Sl.30.II. Faze izrade armirano-betonskog "Franki" sipa: ugradnja betona na dnu cijevi (a), nabijarlje betona i izrada tepa (b). zabijarlje cijevi udararljem malja po cepu od betona (c), ugradnja betona i povlacerlje k%ne (d), ugradnja armature (e), potpuno izvlacerlje obloine k%ne iformiranje sipa (f).

~a?a se zabije eijev do projektovane dubine, sipa se vlaZan beton u eijev, oble~o VlSl11e 50~80 .em, a on se nabija, uz pridrZavanje i postepeno izvlacenje obl~zne kolone dIZaiIeom sa makare. Uz izvlacenje kolone i nabijanje betona sa malJem beton se istiskuje iz kolone i formira sip sa prosirenjima (s1. 30. 1l.-f).

Velicina prosirenja ovisi 0 stisljivosti tla, a njegova mjesta su obicno na krajevima cijevi kada ona stoji za vrijeme nabijanja betona. Ova prosirenja mogu da iznose i do 3 puta vise od promjera cijevi sto se moze, i potrebno je, kontrolisati kolicinom ugradenog betona u svaki sip. Posebno je vaZnO obratiti paZnju slabije nosivom tlll, i tlu sa supIjim prostorima, da ne bi doslo do istiskivanja betona iz eijevi, sto dovodi do prekida sipa zbog ulaska okolnog materijala sa vodom u oblomu eijev. Radi ovoga, dobro je prilikom zabijanja cijevi voditi dnevnik 0 prodiranju oblome cijevi i uociti sva mjesta koja mogu dovesti do veceg utroska betona i mogucnosti prekida sipa. Ovako dobiveni sipovi sa prosirenjima povecavaju nosivost sipa na vrhu i po njegovom obodu. U muljevitim tlima i dijelovima sa supljinama potrebno je ugraditi i zastitne cijevi da bi se sprijecio veliki utrosak betona i eventualni njegov prekid. Pomocu makara mogu se izvoditi i kosi "Franki" sipovi do 25° od vertikale. U ovome slucaju dobro je da malj ide preko vodiea, kako ne bi klizio sarno po jednoj strani, da bi se izbjegla ekscentricnost izrade sipa. "Franki" sipovi se mogu i arm irati, jer je dijametar malja znatno uzi od dijametra sipa. Ako iz proracuna ne proistice speeijalna armatura, onda se obicno konstruktivno armira sa 6<1>14 mm i vilieama 6 mm u obliku spirale, sa razmakom od 10 em u sredini i 5 em na krajevima sipa, u duzini oko 100 em. U cijev se stavlja kos gotove armature sipa sa vilieama u dijelovima, koji se nastavljaju preklapanjem i/ili varenjem, iii se pripremi kos ejelokupne visine ako je moguce njegovo podizanje i spustanje u eijev. S obzirom na moguci utieaj podzemne vode i tia na armaturu, potrebno je da zaStitni sloj betona iznosi 5 em. Za izradu "Franki" sipova najcesce se koriste oblome kolone dijametra 406 i 520 mm, a rjede dijametra 300, 355, 480, 500, 520, 560 i 600 mm. Prema podaeima iz literature, duzine eijevi iznose 9,7 m, ali mogu biti i do 11,0 m, pa i auze (Kostic, 1968). Normalne su duzine sipova 8,0-12,0 m, a maksimalne i do 20,0 m. Minimalno osovinsko odstojanje izmedu ovih vrsta sipova treba da bude izmedu 3,5 do 4,0 promjera sipa. Glava sipa izbetonira se za 50-80 em viSe od projektovane kote, jer je obicno gomji dio betona ostecen zbog izvlacenja eijevi. Oko 50 em. betona losijeg kvaliteta se obije, a sipovi sa bar 10 em treba da su u poklopnoj gredi, odnosno temeljnoj stopi. Kod armiranih sipova armatura treba da ulazi u stopu za duzinu ankerovanja.

'V

136

----------------------------~T.~el-ne~lj~·ell~~--------------------------

30.2.4.2. Sistem "Express" sipova Ovaj sistem slican je principu izrade "Franki" sipova, gdje se oblozna eijev zabija direktnim udarima preko gotovog cepa od armiranog betona, koji se utiskuje Temeljel1je

137

X DUbOk()-illdirektllO temeijellje

30. Teme/je/~;e no Jil'()vima

ispred cijevi (sL 30.12.). Cepje konusnog oblika i postavlja se u iskopanu rupu na mjestu izrade sipa. Cijev se postavlja na fonnirani obod cepa tako da cijev stoji cvrsto i ne moze skliznuti sa njega prilikom zabijanja cijevi. Zabijanje se izvodi preko krutog I ("1") nosaca sa sirokim zakosenim flansama. Ovaj kruti nosac nalijeze dolje na konicni armirano-betonski cep, preko konicnog elementa u cijevi, koji u sredini ima otvor za prolaz betona (sl. 30.12.-a, b i c).

umetkom podize na potrebnu visinu. Beton se nabija preko konusnog umetka udarima malja posredno preko "1" nosaca. Kada je zavrseno zabijanje cijevi do predvidene dubine, sipa se beton, podize konusni umetak i postepeno izvlaci cijev iz tla dizalicom sa makare. Uz izvlacenje cijevi i nabijanje betona nastupa istiskivanje betona u tl0 i formiranje sipa sa mjestimicnim prosirenjima. Oblozne cijevi za izradu "Express" sipova imaju vanjski dijametar 470 mm, a duzinu 11,0 m. Teiina malja iznosi oko 30 kN, a priblizno istu tezinu ima nosac sa umetkom u cijevi. Zbog uskog prostora izmedu nabijaca i oblozne cijevi ne moze se postaviti annaturni kos, kao kod "Franki" sipova. Ima sistema kod kojih nabijac ima proreze za poduZnu annaturu, ali je najcesci metod zabijanja sipki annature u svjezi beton. Kod ovoga sistema obicno se annira sarno gornji dio sipa j to na duZini obicno do 3,0 m. Celicne sipke obicno <1>22 mm, iIi deblje, zabijaju se u beton kroz sistem cijevi, koje su medusobno povezane ukrucenjima i zabijaju maljevima. U ovome slucaju bolje je izvaditi malj iz eijevi, postaviti annaturni kos i nabijati beton na klasican nacin.

30.2.4.3.

Renata ,sipavi

Zahvaljujuci razvoju savremenih strojeva za busenje, danas se u svijetu postizu znatne dubine, pojedinacnih iii vodozaptivnih i nosivih sipova. Strojevima, koji koriste grabilice za vadenje materijala tipa Benoto, ostvaruju se dubine busenja i preko 100 m u aluvijainom materijaIu (tabela 30.6.). Promjeri sipova obicno su 60-100 em pa i vi se. SI.30.12. Zabijanje cijevi preko armirano-betonskog cepa i izrada "Express" sipova: postavljarye a.b. cepa, krutog nosaca i obloine cijevi (a), zabijanje celicne cijevi preko celicnog nosaca i a.b. cepa (b), betonirarye sipa i izvlacenje obloine cijev; (c) i postavljanje armature, jormiranje .fipa, te izvlacenje obloine kolone (d), gdje je: a.b. cep (1), obloina cijev (2), "l"nosac (3), konusni elemenat sa otvorom za beton (4). posuda za prihvat betona (5), (Kostic, 1968).

Ekrani od busenih §ipova u aluviju

Maria allago; Italij~l

Duzina nosaca i ovoga elementa jednaka je duzini oblozene eijevi. Gornji dio nosaca je ojacan u vidu kape radi mogucnosti zabijanja obIozene eijevi i armirano-betonskog cepa. Malj makare pada na ovaj ojacani dio nosaca, Ciji se udar dalje prenosi na eijev i cep, te utiskuje u tlo do potrebne dubine_ Izmedu armirano-betonskog cepa i donjeg kraja cijevi moZe se postaviti poseban umetac radi sprecavanja ulaska vode u eijev. U eijev se spusta plastican beton, koji prolazi kroz otvor u sredini konusnog umetka i pada na postavIjeni armirano-betonski cep, kada se nosac sa 138----------------------~~~--------------------­

Temeljenje

VallO, Italija ...

ZaCco16;ltaIija ShekPik,Hongl(ong Si!sguile, Kolumbiju MariiColulgan 5, KiUluda .$eivir, Tursku. ...

Gllju~,''I:l!t~ka

Jose.Mana.More1os;·Meksiko

wadl'iiIMeeenin, Libi' a

35

1960 1963 1964 1964 1964 1966 1968 1972

100 20 100

76 21 25 80 31

50 20

7.500 2.100 33.100 8.500

76 76 23 26 gf)

21

15.000 5.950

------------------------------~Te~J-lle~lj~el~V{-'---------------------------139

X Duboko-illdirektflO temeljellje

30. Temeljellje POGLED SA STRANE NA BENOTO STROJ SA FAZOM POSTAVLJANJA ARMATURE I BETONIRANJA SIPA

IlU

sipovimu

Betoniranje se vrsi kontraktorom uz postepeno izvlacenje oblofue cijevi, stirn da od njenog dna mora postojati stup svjezeg betona visine 2,0-3,0 m, kako ne bi doslo do diskontinuiteta sipa. Ispuna se vrsi betonom, armiranim betonom, iIi glineno-cementnom ispunom, ovisno 0 tome da Ii je sip nos iv, iii sluzi drugoj, npr. vodozaptivnoj namjeni. I kod ovoga tipa izvodenja sipovajednim dijelom se beton penetrira u okolni teren, tako da se dobije veti profiJ sipa od promjera oblozne kolone, sto je povoljno za nosivost. Nabijanje betona vrsi se gravitaciono i laviranjem cijevi, a sarno posljednja 2,0 m (glava sipa) vibriranjem

;1!'Ir;,-'~f;:Cifc;;~""~:;;:~;-;:K-;:~;;:-'~::-~;-;:~O-P--A

:j

I ARMATURE VRSI VRHA C/JEt

q'Z~AD

o

o

<.0

~~

1

0 ",I

8705

1

1u FAZI BETONIRA!'JJA -C IJEV SE POVLACI Do ~ / IDUBINE MIN. 2,0 ISPOD iii IVISINE SETONA U CIJEVI "I

-'" ><

o E

U STIJENI III KOMPAKTNOM LOMERATU

SUO. 13.

DETAU BENOTO

RASPOREDA SJPOVA

Presjek kroz ekran od Benoto sipova i injekcione zavjese (a) i skica rada sa Benoto strojem i detaljima sipova (b).

Busenje pomocu Benoto strojeva vrSl se istovremenim utiskivanjem oblozne cijevi pritiskom i laviranjem. Iskop se vrsi posebnom grajferkom, a razbijanje samaca iii cvrsCih materijala obavlja se posebnim razbijacima. 140 ------------------------------~~~el-Ile~'lj~-e-,y~-e----------------------------

S1.30.14. Pogledna Benoto stroj: loranj (1), celicna cijev-obloina kolona (2), grabilica za izvlacenje materijala iz cijevi (3), lijevak za istresanje izvatlenog materijala (4), sanke (5), papuce (6), obujmice za laviranje i pritiskivanje c!ievi (7), (Hjeldnes, 1992). ------------------------------~~~e-m-el~Ue-,y~·e-----------------------------141

X DubOko-illdirektllo tellleijellje

30. Tellleljenje

Oblozna kolona (ceJicna eijev) izraduje se u dijeJovima duzine do 6,0 m. Kada je eijev utisnuta u tlo u visini radne pJatforme, zavari se naredni elemenat eijevi i tako redom sve dok se ne postigne zahtijevana dubina. Tokom betoniranja eijev se povremeno izvlaci i na istim mjestima autogeno reZe. Na slici 30.14. datje izgled Benoto stroja, koji se na vlastitim sankama uzduZno moze pomjerati, koristeci nozne oslonee. Ovi sipovi se iskljuCivo koriste kao stojeci, stirn da se ukapaju u dobro tlo oko 1,5 d. Buseni, i na lieu mjesta izliveni sipovi znacajno se koriste i kao vodozaptivni i/ili nosivi podzemni ekrani u jednom iii dva reda sipova, koji se medusobno dodiruju iIi zasijeeaju. Na brani Wadi al Megenin u Libiji izvedeno je Benoto strojem 457 sipova, dijametra 97 em i ukupne duzine od 7.168 m, u vidu vodonepropusnog i nosivog podzemnog ekrana (Senic i Selimovic, 1973). Dobra vodonepropusnost obezbijedena je medusobnim zasijeeanjem sipova od 7 ern, a nosivost armiranjem svakog drugog sipa (sl. 30.13.). Armatura je radena u kosevima duzine 6,0 m i nastavljena iznad oblozne kolone preklapanjem i varenjem. Prosjecno napredovanje busenja u aluviju, armiranja, betoniranja i manipulaeije strojem iznosilo je 0,4 m1h.

l1a

.
nemogucnosti njegovog izvodenja. U ovakvim tlima koristi se stroj sa kontinualnim svrdlom, koji u sredini ima otvor za cijev, sto je na dnu zatvorena u toku busenja. Kada se postigne zahtijevana dubina, ubrizgava se beton na dno, a on uklanja poklopac i pocinje betoniranje sipa (svrdlom injektiran sip), uz istovremeno podizanje svrdla bez njegove rotaeije iIi sa njom. Poslije uklanjanja stroja sa svrdlom moguce je, u jos svjez beton, utisnuti koseve armature, ali do dubine najvise 12,0 m (Tomlinson i Boorman, 1995). Betonira se prakticki tecnim eementno-pjescanim malterom, agregatom zrna promjera ne vecim od 20 mm. Cvrstoca se obicno postize izmedu 20 i 30 N/mm2, poslije 28 dana starosti betona. Za postizanje vece plasticnosti "pumpabilnosti" betonu se dodaju razni plastifikatori i ekspandirajuci agensi.

30.2.4.4. Sipovi izvedeni busenjem mehanickim svrdlom

Posljednjih deeenija razvili su se mocni rotacioni bUSaci strojevi sa velikim spiralnim svrdlom iIi drugim tipovima busenja sipova vecih profila, u svim vrstama tla, ukljucujuCi i slabije stijenske masive (Tomlison Boorman, 1995). Koristenjem bentonitske suspenzije eliminisane su poteskoce kod busenja u nevezanim materijalima, koje su prije bile vezane za obavezno osigurenje busotina obloznim kolonama. Ovim tipovima strojeva (l1pr.Kelly) buse se sahtovi dijametra i do 4,57 m, a dodatnim alatkama i do 7,30 m, dubine do 70,0 m. Medutim, najcesca primjena rotaeionih svrdala je za busenje busotina dijametra do 40 em i dubine do 20,0 m. Za uspjesnu operaeiju rotacionog svrdla iii kablovskog tipa stroja tlo ne treba da sadrzi korijene, drvece, oblutke, samee i slicno, a busotina se mora samostalno odrZavati sa bentonitskom suspenzijom iii bez nje. Strojevi imaju mogucnost intervel1eije u slabijim slojevima tla, i po potrebi, sa obloznim kolonama iii injektiranjem pomocu manzetna. Strojevima sa kontinualnim svrdlom (Continous flight auger -CFA) moguce je busiti sipove dijametra do 1,50 III i dubine do 35,0 m (sl. 30.15.). U dovoljno stabilnom tIu i na maloj dubini moguce je svrdlo izvaditi poslije busenja do zahtijevane dubine, a prostor popuniti pumpanim betonom. Ces6i je slucaj da je tlo l1ekoherentno i nestabilno, tako da dolazi do zarusaval1ja busotine sipa i 142----------------------~~~------------------­

Temeljenje

SI.30.15. Kontinualno busace svrdlo (Tomlinson i Boorman, 1995).

Danas je na ovome prineipu busenja razvijeno vise vrsta strojeva i nacina izvodenja sipova. U Svedskoj je npr. razvijen stroj i tehnika izvodenja kojom je moguce prosiriti busotinu kada se izbusi do potrebne dubine. Unutamjim pritiskom na speeijalno konstruisanu metalnu eijev, duzine do 2,5 m, izaziva se njeno prosirenje kada se utisne u fluidni beton na dnu busotine. Navodi se da je ovim

Temeljel1je

143

30. Telllcljcl/)c Ila Jipovima

X Duboko-illdireklllo lemeljellje

sistemom prosirena busotina 87-160 mm na promjer izmedu 0,40 i 0,80 m (Massarch i Welterling, 1993). Kod betoniranja sipova na lieu mjesta poteskoee izaziva podzemna voda koja se ne moze ispurnpati iz busotine. Dosadasnja praksa je da se betonira pod vodom ito obieno pomocu kontraktora, piastienim betonom (125-180 rnrn slamp). Beton se izlijeva u busotinu bez privremenog njenog oblaganja iIi sa njorn. Vafuo je istaei da kontraktor treba uvijek biti u svjezem betonu i paZljivo ga treba vani izvlaCiti. Danas je rasprostranjena upotreba bentonitske suspenzije za osiguravanje zidova busotine od urusavanja i betoniranje kontraktororn u suspenziji. Beton sa veeorn zapreminskom masom potiskuje bentonitsku masu prerna gore i ne dolazi do njihovog rnijesanja. Betoniranje prepakt betonom se ne preporueuje, jer sitne cestiee gline i prasine se prethodno infiltriraju u prije ugradeni agregat. Isto tako, betoniranje sa posudom sa pokretnim dnom ne daje povoljne rezuitate, jer nije vidljivo mjesto ugradnje betona. Kod dubokih sipova kranovoda nema osjeeaja da Ii je beton ugraden na prethodnorn rnjestu iii je posudu otvorio izvan mjesta ugradnje, odnosno u vodi.

30.2.4.5. Hidraulicka stabilizacija sipova suspenzijom

U koherentnorn rnaterijalu vece cvrstoee nije potrebna oblozna celicna kolona za osiguranje busotine od urusavanja. Ako postoji bojazan od urusavanja, stabilnost se odrZava ispunjenjem busotine vodom iznad nivoa podzernne vode. Ovako dobiveni hidrostatski natpritisak dovoljan je da sprijeci urusavanje busotine. Propusnije tio zahtijevalo bi vel ike kolicine vode za odrzavanje potrebnog natpritiska, radi cega se u posljednje vrijeme cesto koriste glineno-bentonitske suspenzije u razlicitim omjerima, cija je zapreminska masa veea za oko 20% od vode. Hidrostatski pritisak utiskuje suspenziju u okolno tIo busotine, a filtracijorn se stvara na stijenkarna busotine tanka oplla (kolac), koja sprecava prodor suspenzije i povecava stabilnost busotine. Na ovaj naein odrfuva se potreban hidrostatski nivo iznad nivoa podzernne vode, a on osigurava stabilnost stijenki busotine. Ovaj tehnicki postupak nazvan je hidraulickom stabilizacijorn, a on je sernatski prikazan na slici 30.16. (Nonveiller,1981). Ovim hidraulickim postupkom se vrsi busenje i uklanjanje usitnjenog rnaterijala i suspenzije iz busotine. Kroz supljinu sipke za busenje na dnu se usisava razrahljen rnaterijal i suspenzija centrifugalnom purnpom deponuje u bazen, gdje se materijal talozi. Preciseena suspenzija se ponovno vraca u busotinu i odrzava potreban nivo isplake, uz 144

Temeljellje

cirkulaciju prerna potrebi busenja. Danas postoje razne alatke prikl31dne .za rad u razliCitim terenskirn uslovirna i za razlieite oblike i velieine sipova. Sipovl se buse prornjera 40-300 em, a do dubine 100,0 ill. Kadaje busotina izbusena do potrebne dubine, ona se ocisti, ukloni busaCi pribor, postavi armatura i betonira plastienim betonom pomocu kontraktora na prije opisan nacin.

S1.30.16. Sematski prikaz izrade busenih sipova hidraulickom stabilizacijom: busenje (aj, Ciscenje i armiranje (bj i betoniranje (c), gdje je: bazen za suspenziju (l), busilica sa reverzibilnim ispiranjem (2), pumpa za ispiranje (3), dizalica (4), kontraktor za betoniranje (5), spiralni armaturni ko} (6), gotovi dio sipa (7).

Kod dubokih sipova velikog dijametra koriste se, radi ustede, prednapregnuti eililldricni elementi (slicno postupku na slici 30.9), u kojima se ostavljaju zljebovi za injektiranje dna i kontakta sip-tio. Nakon montiranja sipa preko cijevi injektira se cernentnorn suspenzijom pod pritiskom tlo oko sipa, i time obezbjeduje prijenos sHe trenjem. Tehnika busenja sa hidraulickom suspenzijom omogueuje izradu sipova i drugih oblika, a ne sarno krumog presjeka. Pornicanjem stroja u jednom iii dva pravea formira se pravougaoni, krifui iii "T" oblik sipa (Nonveiller, 1981). Posljednjih deeenija znatno se razvila tehnika izrade sipova veeih dijametara pornocu visokog vodenog pritiska. Osnovni princip sastoji se u izradi probne busotine izmedu 150 i 200 mm, koja se ispuni bentonitskom suspenzijom radi sprecavanja urusavanja zidova busotina. Spustanjem trostepene mlazniee na dno, njihovim rotiranjem i postepenim povlacenjem prerna gore ranije regulisanom brzinom dolazi do formiranja sipa. Dvije mlazniee sluze za dovod vode i zraka, a treea najniza za injektiranje tla predvidenim injekcionim smjesama. Vodnovazdusna struja pod velikirn pritiskom razrahljuje nevezano tlo, koje istodobno biva zainjektirano. Isprani materijal i bentonitska suspenzija biva potisnuta u uvodni kanal (s1. 30.17.). ------------------------------~Te~lI-le~lj~eI~ije~-------------------------145

X Duboko-indireklflo temeljenje

30. Temeljellje na ,~jpoFimfl

@

@

@ TROSTRUKA ISPIRNA CLAVA (VODA. ZRAK. SMJESA

strane pO velicini i orijentaciji ovisi 0 mogucem ekscentricitetu i bocnom pritisku (s1. 30.18.-b). Kada u grupi ima vise sipova, postoje vecc mogucnosti kombinovanja njihova rasporeda. Pri tome nadglavne kape - grede - ploce mogu biti kvadratne, trouglaste, pravougaone iii poligonalne, sto ovisi 0 rasporedu sipova i obliku temeljne konstrukcije iznad sipova (sl. 30.18.).

®

TROSTRUKA CIJEV

!I ·Hr.

Jl150mm

@ 1.Sd 3d

] ~ STUI'

STUB

.

l.Sd

® +-->r-+

1.Sd

o

SI.30.17. Sematski prikaz izvoaerya sipova pomocu visokog vodno-zracnog pritiska: busenje busotine (a), spu.~tanje mlaznica (b), izrada sipa rotiranjem, razrahljenjem visokim pritiskom i injektiranjem (c).

I·

i

1.Sd 3d (min) 3d

Vanjsko se opterecenje od objekta prenosi preko veznih armiranobe~on~ki~ gre~a ~/!I! kapa, odnosno temeljne konstrukcije na sipove, bilo kao pOJedm~cne sIle Ihh kao kontinualno opterecenje. Za manji broj sipova u grupi ?ovezam.h. u glavama sipa uobicajen je naziv "kapa" sipova, a za veci broj sipova u Jednom Ih u oba pravca povezna greda naziva se nadglavna greda iii temeljna ploca. .. Kod v~r:nirano-beto~skih sipo.va obicno se gornji dio betona glave sipa razblJe u dUZInI 30-50 em I oslo bod I armatura u duzini 30d, koja se poveze sa arn:aturom povezne-nadglavne grede. Kao minimalni razmak izmedu sipova uzima se IZllOS 3 d Cd -promjer, iii stranica sipa), a od iviee nadglavne kape-grede 1,5 d (s1. 30.1S.). Kada su sipovi vertikalni, njihov raspored je relativno lahko podesiti, tako da svi ~udu sto bolje iskoristeni. Kada postoje samo dva sipa, oni se postavljaju i ?OV~zuJu. gred~~. tako da su u pravcu moguceg ekscentriciteta. Po pravilu, U lzoh.rano] grup' vslpov.a. treba da postoje najmanje tri sipa, kako bi se osigurala stabIlnost na boene pntlske. U ovome slucaju sipovi se rasporeduju u trouglu, cije 146 Temeljenje

3~

a

1.5d

"':,

a

'I'

30.2.5. NADGLA VNE ARMIRANO-BETONSKE KONSTRUKClJE

,'1:1.,' .",

I: "' a

l.Sd1.5d

o

@

'F of

r

tSd

SI.30.1B. Tipicne kape sipova: za nosac sa dva sipa (a), za tri u trougao postavljena §ipa (b), za cetiri u kvadrat poslavljena sipa (c), za .~est (d) i pet (e) .sipova sa pravougaonim nadglavnim nosacem, za sedam .fipova sa poligonalnom kapom (f) i za 16 sipova sa kvadratnom nadglavnom plocom (g).

Sipovi mogu biti rasporedeni u redovima sa jednakim iIi razlicitim odstojanjima. Radi boljeg iskoristenja nosivosti sipova oni mogu biti cesci na vise . opterecenoj strani. Radi osiguranja stabilnosti konstrukcije izvode se i kosi sipovi djelimicno iii svi ako ih je u grupi manji broj. 0 rasporedu sipova ovisi ohlik i velicina nadglavne grede, odnosno ploce, a sto sve proizlazi iz oblika, velicine i opterecenja temeljne konstrukeije. Na slici 30.18. dati su neki od mogu6ih oblika nadglavnih kapa za dva i viSe sipova u grupi. Proracun armirano-betonskih nadglavnih kapa vrsi se kao kod nosaea iii ploca. Na bazi dobivenih momenata savijanja i smicucih sila odredi se armatUnl, koja se povezuje sa armaturom iz sipova (s1. 30.19.-c). Armatura se kod vece grupe sipova i na vecem odstojanju sipova stavlja bocno, u gornjoj i u donjoj u jednom i ilili dva reda, a nekada i 11 vise redova po visini. Kod malih nadglavnih relativno velikih baza stupova opterecenje od stupova moze da se direktno prenosi Temeljenje

147

X Duboko-illdirektllo temefjellje

30, Temeljellje lla Jipovima

na sipove (sl. 30.19.-a). Tipiena annatura nadglavnih kapa za manju grupu sipova data je na slici 30.19., za vertikalno opterecenje (sl. 30.19.-a) i kombinovano vertikalno opterecenje i moment savijanja (s1. 30.19.-b,c).

@

@

@

@

b

x-t--+--

ri,

ili

LF

LjY

S[,30,20, Neki naCini ojaeavanja glava celienih sipova u nadglavnoj kapi, gdjeje eelicna A

A

B

e

PRESJEK®-®

A

B

SI.30.19. Nadglavne armirano-betonske kape sa armaturom za: cetiri sipa (a), sest sipova sa pravougaonom (b) i tri sipa sa trokutastom (c), nadglavnom kapom.

Na sIici 30.20. dato je povezivanje glava celienih sipova sa temeljima. Sipove treba upustiti u betonske temeljne stope iIi u konstrukciju (30-50 em). Ojaeanje glave sipova izvodi se pomocu metalnih plota (s1. 30.20.-a), armature (s1. 30.20,-b), iii ugaonih profila (sl. 30.20.-c i d). Kada je iznad sipova eeliena konstrukeija, vezivanje treba obaviti prema praviiima za eeiiene konstrukcije. 148

Temeljenje

poklopna ploea (1), celieni podmetaCi (2), armatura kroz nosac (3), Pajnernosac (4), ugaoni normalni projili (5), armirani beton kape sipa (6), okrugli celicni sip (7),

30.3.ZABUANJE SIPOVA Zabijanje kratkih drvenih stpoVa ruel1lm maljem vrseno je od davnina najjednostavnijim postupcima, a onih dliZih razlieitim uredajem sa mehaniekim dizanjem ma\ja (bata). Ove prijasnje metode danas se koriste sarno za mali obim radova kratkih sipova, gdje se ne isplati doprema vecih mehaniekih sredstava za zabijanje. Najjednostavniji naein zabijanjaje rucnim maljem, koji se vodi pomocu igle usadene u glavu sipa (s1. 30.21.-a), iIi koji se vodi putem vodica na stalku (sl. 30.21.-b). Medutim, za vece i teze sipove nije primjenljivo rueno zabijanje. Danas se maljevi teski 5-10 kN, sa visinom pada malja od 1,0-3,0 m, dizu motomim viti om, a automatski se otkaee na odredenoj visini. Malj od livenog zeljeza klizi izmedu dvije yodice, niz gredu stalka, time se osigurava vertikalni pad malja. Brzina zabijanja iznosi od 30-60 udaraca u rninuti. Danas se na gradilistima koriste motomi zabijaei raznih tipova, velieina, tezina i nacina djelovanja. Isto tako, postoje razni tipovi strojeva za izvodenje sipova na lieu mjesta, Neki savremeniji tipovi strojeva za zabijanje i izvodenje sipova na lieu mjesta bit ce dati u narednom prikazu. --------------------~~~--------------------149

Temeljenje

30. Temeljel1je na Jipovima

X DubokO-illdil'l,ktllo lemeljfflje

poziciji mogu poloziti iznad stroja i transportovati na druga gradilista. Snaga zabijanja kod ovih tipova strojeva je od 40-60 kN.

@

SI.30.21. Rucno zabijanje drvenih sipova: putem igle za vodenje (a) i preko voaica (b). gdje je: igla za voaenje malja (1). malj (2), konopac za podizarye malja (3), . voaice (4), sip (5), (Norrveiller, 1981).

30.3.J.KLASICNA OPREMA ZA ZABIJANJE SIPOVA Dugi i vrlo teski celicni iii armirano-betonski sipovi zabijaju se maljevima znatno veee tezine i energije udaraca. To su obicno maljevi tezine 10,0-60,0 kN, sa visinom pada od 0,5-1,0 m, a pokreeu se hidraulicki, komprimiranim zrakom iii vodenom paramo a) Savremenije makare za nabijanje, fiksne iIi mobiIne, generalno se sastoje od seta vodilica montiranih na standardni kran (s1. 30.22.-a). Ove vodilice sastoje se od krutih kutija iIi dijelova cijevi koje nose i vode cekie i sip kada se zabija u tl0 (Tomlinson i Boorman, 1995). Vodilice mogu da se naginju naprijed i nazad pomoeu vijka iii hidraulickim podesavanjem da se polote na osnovni stroj. Pomoeu okretanja osnove stroja i podesavanja vodilica grupi sipova moguee je obaviti zabijanje sipova bez pomjeranja stroja. Ovaj tip stroja moze se montirati na ponton kod izvodenja radova u vodi. b) Danas se prakticki najvise koriste visoko mobilni strojevi 7Jl zabijanje Sipova sa sirokim moguenostima prilagodavanja terenskim uslovima. Obicno je uredaj za zabijanje montiran na vozilu hidraulickog ekskavatora, sa hidraulickom teleskopskom vodilicom (s1.· 30.22.-b). Hidraulicki nabijac na stroju omogueava naginjanje vodilice naprijed, nazad i nastranu. Prornjene u operaciji zabijanja i transporta omogueavaju teleskopske yodice, koje se u zatvorenoj

Sl.30.22. Strojevi za zabijanje sipova: Ackermannov (Akermanov) ram MI4-5P za sipove (a) i Delmag (Demag) MDT 0802 sa teleskopskim voaenjem (Tomlinson i Boorman, /995), tc pogled na makaru za zabijanje obalnih cYetvrtastih stupova, na l1lorskoj obali (c). ------------------------~~~---------------------151

150

Temeljellje

30. Temeljenje Ila sipovima X Duboko-illdirektllo tellleljl!llje

c)

Cekrk-dizalica za zabijanje sipova koristi se sa postoljem (konstrukcijom) za sip montiran na bager iIi fiksiran na skelu. Pogon moze biti hidraulicki, na paru, dizel iIi benzinski pogon, iii elektropogon. Vodena para za dizalicu koristi se obicno kada se ona upotrebljava i za malj za zabijanje sipa. Za manje cekrke (dizalice) koriste se jednostavni maljevi sa jednostrukim djelovanjem (s1. 30.23.-b), ali cekrci sa dvostrukim iii trostrukim djelovru-uem koji mogu podici malj i sip su mnogo korisniji, posebno tamo gdje se trati brzo rukovanje i zabijanje sipova. Ove dizalice, pored dizanja malja i sipa, mogu obavljati i druge operacije, kao sto su naginjanje, rotacija i transport oruda.

d)

Yodice malja i sipa mogu biti na posebnoj konstrukciji ovjesenoj na vrh konzolnog krana iIi ekskavatora (Tomlinson i Boorman, 1995). Celicni toranj moguce je podesavati po duzini, obliku i nagibu pricvrscivanjem vodica konstrukcije u dnu i na ramu stroja. Operacije sa maljem mogu biti na paru, hidrauIicki pogon iii komprimirani zrak.

e)

Maljevi, odnosno cekici i njihovo vodenje predstavljaju osnovu za uspjesno zabijanje sipova iii platnica kod izvodenja zagata. Danas postoji vise tipova, tetina i oblika maljeva na razne pogone, kao npr: para, komprimirani zrak, hidrauJicki i dizel pogon.

Vodenje malja obavIja se na razne nacine. Na slici 30.23.-a dat je jedan jednostavan nacin vodenja celicnim okvirom maIja na dizel pogon. Prema ovoj metodi sipovi se mogu zabijati i pod nagibom, ali je potreban neovisan kran za pobijruUe sipova i stavljanje yodice i malja u funkciju. Najjednostavnija forma malja je "padajuCi malj" (drop hammer), koji se koristi sa lagahnim postoIjem, po kojem se podize i spusta malj tezine 10-50 kN (mase 1000-5000 kg). Najvise se koristi kod ispitivanja sipova, kada je neekonomicno za mali broj sipova obezbijediti na gradilistu kompresore iIi drugi izvor energije. Nedostatak mu je teza kontrola visine pada malja, zbog cega postoji opasnost ostecenja sipa. Jednostruko djelovani teski malj na paru iii komprimirani zrak je ujedno i tijelo cilindra (s1. 30.23.-b i c). Para iIi zrak prolazi kroz klip cilindra i dize malj, odnosno cilindar do fiksirane visine klipa. Kada cilindar (maIj) dosegne odredenu visinu, operator obustavlja dovod pare, odllosno zraka, cilindar se jos dize zbog ekspanzije pare, koja pri kraju naglo izlazi na otvor, a malj slobodno pada na podlogu klipa, ciji se udarac prenosi na sip (sl. 30. 23.-b,c). Maksimalna visina pada je obicno oko 1,40 m, a malj moze da obavi oko 60 udaraca u minuti. Vaino je definisati odgovarajucu tezinu padajuceg malja ilijednodjelujuceg malja, 152

Temeljellje

koji treba priblizno da odgovara tezini sipa. Sa ovim maljevima bilo bi nemoguce zabijati teske i druge armirano-betonske sipove. Jednodjelujuci malj sipa ima tezinu cilindra od 25-200 kN.

S/.30.23. Maljevi i vodice za zabijanje sipova: vodilica malja i ovje.seni klizae za Delmag dizel malj za sipove (a), malj za jednostruko djelovanje pomocu pare (b) i (c), gdje je: malj (I), klizae (2), vodilica malja (3). ,~ip (4), te.ski cilinder (5), suplji klip za vodenje i dovod pare iii zraka (6), dovod pare iii zraka (7), kuke za okretanje (8), ploea (9), plastieni podmetac (10), tvrdo drvo (11), lijevano ieljezo (J 2), drveni ulo,i;ci (13), kuke za dizanje (14), vodica cilindra (15), rueno upravljanje (16), ventil za paru (17), ispust pare iii zraka (18), (Tomlinson i Boorman,1995; Nonveiller, /981.).

DvostrukodjelujuCi malj ima ujedno i stabilni cilindar u kojem se krece klip, koji je istovremeno i dio malja kojim se zabija sip. Pokrece se parom iii komprimiranim zrakom. Para dize klip do izvjesne visine, pa ga zatim i sa gornj~ strane potiskuje nadolje, cime ubrzava pad i pojacava udarce (s1. 30.24.-a). Bro] udaraca krece se od 300 u minuti, za lahke tipove, do 100 udaracalmin za teze tipove (Tomlinson i Boorman, 1995).

------------------------------------------------153 Femeijellje

X Dubolw-illdireklllO temeijellje

30. Temeijellje 1/(1 .\'ipOVilllll

Ovaj tip malja najcesee se koristi kod zabijanja celicnih sipova. Ne treba mu busaea konstrukcija, vee se moze prikopcati na vrh sipa pomoeu vodiliea.

®

1000 m. Hidraulicki maljevi proizvode se u veoma sirokim dijapazonima, sa tezinama malja od 1000 do 1800 kN. Za uspjeSno zabijanje sipova potrebno je uzeti u obzir i slijedeee elemente: ~

»

» »

za drvene sipove koristiti rucne iii motorne maljeve, tezine izmedu 2,5 i 20 kN, sa visinom pada od 3,0 do 6,0 m; annirano-betonske sipove zabijati maljem tezine pribliZno jednakoj tezini sipa, a visina pada nije veea od 1,20 m (neki preporucuju do 2,5 m), kako bi se iskljucila moguenost osteeenja glave sipa. Udarei pomoeu tezih maljeva sa kraeim padom imaju veCi efekat nego laksi maljevi sa veeim padom, posebno u glinovitom tlu; u pjeskovitom i propusnom tIu korisni su ma~jevi sa brzim slabijim pojedinacnim udareima, jer izazivaju vibraeiju u tlu i smanjuju otpor prodiranju sipa. Ovakvom tehnikom rada stvara se oko sipa tecno stanje u tlu, te opada cvrstoea t1a na smicanje, a poveeava prodiranje sipa; u giinovitom tlu povoljni su maljevi sa manjim brojem jacih udaraca. Polagahniji slijed udaraea omogueuje izvjesnu konsolidaciju pornog pritiska, teolaksava zabijanje sipa.

Od jakih udaraca osteeuje se glava sipa, zbog cega se ona zastieuje. Ovo posebno vrijedi za armirano-betonske zabijene sipove, zbog cega se glava sipa zastieuje kapom od lijevanog zeljeza sa umeeima od tvrdog drveta i elasticnih podmetaca (s1. 30.7.-g).

30.3.2. VIBRACIONO ZABIJANJE SIPOVA Sl.30.24.

DvostrukodjelujuCi maij (a) i Delmag dizel maij (b) za zabijanje sipova (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: kuka za dizanje (J), ulaz pare iii zraka (2), noge (3), nabijac (4). rezervoar nafte (5), cilindar (6), blok za rasprsivanje (7).

Dizel malj obezbjeduje djelotvoran rad na zabijanju sipova u odgovarajueim uslovima tla. Kod ovoga tipa cekica padajuci malj sabija zrak u cilindru, u koji se ubrizga dizel gorivo, koje se nalazi na dnu (s1. 30.24.-b). Rasprseno gorivo se upali komprimiranim zrakom, ciji je rezultat eksplozija prenesena kao dodatl1i udar na sip, koji se vee kreee prema dolje pod udarom malja. Eksplozija, takoder podize malj za narednu fazu. Hidrauiicki malj proizvodi manje buke i vibracije nego dizel nabijac i ne izbacuje izduhne gasove. Malj se podize pomoeu hidraulickog fluida i slobodno pada na sip, koji utiskuje u tlo. Ovaj tip malja moze da radi u vodi dubine i do 154

Temd)en}e

Metoda vibracionog zabijanja celicnih sipova najbolje je primjenijiva u pjeskovitom, sljunkovitom i mehkom glinovitom tlu. Rotirajuea ekscentricna ~asa izaziva vibraeije odredene frekvencije i amplitude 1I smjeru uzduzne ose sipa. Amplitude vibraeija su dovoljne da raskinu bocni otpor na stranama sipa (sl. 30.25.). Postoji vise tipova ovih nabijaca koji se sve vise primjenjllju i .. ll gradevinarstvu. Minimalne snage im se krecu izmedu J 00 i 740 kV A, frek~encIJe 10-135 Hz i mase vibratora od 3.800 do 10.000 kg (38,0-100 kN) (TomlInson I Boorman, 1995). Siri izbor nabijaca omogucuje prikladan rezim vibracionog zabijanja sipova u razlicitim geomehal1ickim osobinama tla. Metod vibracije moze se primijeniti i kod busenja sipova velikih dijametara i izlijevanja sipova na lieu mjesta.

Temeljenje

155

X Duboko-i"direklflO temeijeflje

30. Temeljel/je

lIa

Jipovima

@

SL30.25. Sema vibracionog zabijaca za sipove (Nonveiller, 1981), g4ie je: masa sa oprugama (1), ekscentri (2) i sip (3).

S1.30.26.

30.3.3. ZABIJANJE SIPOVA IZNAD VODE Zabijanje sipova, za konstrukeije iznad vode, izvodi se sa (i) speeijalno projektovanim konstrukcijama konzolno isturenim izvan vee zabijenih sipova (s1. 3~.26.-a), (ii) sa originalnog postolja za zabijanje sipova postavljenog na pnvremeno zabijene sipove iIi sa (iii) ploveeeg objekta (sl. 30.26.-b). Kod prve metode fad je neovisan 0 vremenskim uslovima, ali je ograniceno napredovanje zbo~ s~ucenog prostora i ogranicene duzine konzolnog postavljanja opreme za zablJanJe. U drugom slucaju zabijanje sipova sa privremene skele moze biti ekonomicno na uskom prostoru za zabijanje kod velikog broja sipova u relativno plitkoj vodi na obali pristanista i slicnim uslovima. Plovni objekat oprernljen je sa ejelokupnom opremom za prihvat i zabijanje sipova (s1. 30.26.-b) koji se na mjestu rada treba dobro fiksirati. Spremiste pontona iskoristeno je kao balast, obicno sa vodom, kao kontratezina postolju za zabijanje sipova. Sipovi se dovoze cameem, koji se postavlja uzduz po~ton~ odakle se jednim krajem podizu i postavljaju u vertikalan poloiaj i dotJeruJu na potrebnu visinu u vodiliee sipa. . . Jednostruko djeIujuei, hidraulicki iii dizel malj se koristi za zabijanje !lipa, Jer Je manji rizik osteeenja sipa. 1~--~----------------~~~-----------------­ Tellleljenje

Zabijanje sipova imad vode sa: konzolnom-isturenom konstrukcijom (a), pontona (b) i plovllog objekta za zabijanje metalnog sipa i busenje (c), gdje je: konstrukcija za zabijanje i vodenje sipova (/), kompresor (2), sipovi (3), tracnice (4), vodice za podesavanje bocnog pomjeranja (5), dizalica-cekrk (6), spremiste (7), ponton (8), hidraulicka crijeva (9), hidrauliCki motor (to), pokretna tabla -postolje (I 1), crijevo za zrak (I 2), buiaca cijev-dovod zraka (13), obloina kolona (14), stabilizator (IS), busaCi prsten (16), rotirajuCi dijelovi sjeCiva (I7), (Tomlinson i Boorman, 1995).

Za masovniji rad iznad vode postoje speeijalno izradeni brodovi opremljeni za busenje u dva pravea, uz koristenje hidraulickog ma\ja za zabijanje sipova. Cjevasti sipovi se normalno zabijaju sa opremom instalisanoj na glavi sipa. Medutim, u tezim usIovima tla instalira se oprema "busi i zabijaj", tj. tehnika kojom se prvo cijev zabije pomo6u malja do moguee dubine, a zatim se grab iIi com i reverzibilnom cirkulaeijom vrsi produbljenje ispod dna cijevi (sl. 30.26.-c). Busenje se nastavlja do limitirajuee dubine ispod dna sipa, nakon cega se jednostrukom iii dvostrukodjelujueim maljem zabija celicni sip do konacne dubine iii do slijedeee faze pobijanja. Cjevasti sipovi se mogu popuniti betonom na nacin kako se to ciui kod sipova izvedenih na lieu mjesta. Temeljenje

157

30. Teme{jelljc Ila .fipovima

X Duboko-jlldjr/,ktllo temc{jenje

Temeljenje vecih konstrukcija na vodi, kao sto su naftne platfonne i sl., zahtUeva posebno izucavanje. Jedan od nacina temeljenja platfonne prikazan je u tacki 40.5. (Hjeldnes, 1992).

okolno tl0 (II). Tada je koncentracUa napona veca i slijeganja su veca (III), pa gradijent Q/s u dijagramu postaje stnniji (s1. 30.27.-b). Q

@ 30.4. ISPITIV ANJE NOSIVOSTI SIPOVA Gdje je god moguce, probno opterecenje treba izvesti sa Istlm tipom, nacinom i dimenzijama sipa, koji ce biti koristen. U svim fazama opterecenja treba paZJjivo registrovati sve mjerne podatke sa ugradenih instrumenata za mjerenje sila, napona, skracertia i otpora uzdui i na vrhu sipa. Probnim opterecenjem sipa mjeri se krajnja sila (Qf) koja izaziva potpun slom tia po obodu !lipa i ispod njegovog vrha i to u momentu kada on nagio pocinje prodirati u tlo. Pretpostavljajuci ispitni sip sa prosirenom stopom (sl. 30.27.-a), ravnoteZa sila koje djelujtJ na sip bit ce (Nonveiller, 1981): Q+WI +Wz =Q V+ I QO+2QO' (30.3.) Sila P mjeri se u celiji na bazi sipa, pa je sila na obimu pros irene stope: z Qo

= P + W2 -

Qv'

(30.4.)

Qo = Q + WI - P.

Ako mjerna celija nije sasvim na bazi sipa, dio sile 2 Qo ' uz pretpostavk:u da je otpor na obimu sipa konstantan po dubini, izracuna se iz izraza: zAo

2QO=IQOA' I

E

~

0

~ z:

(3)

;'5 ~

C

::;
(2

Qv

SI.30.27. Dispozicija ispitnih instrumenata i sila na §ipu (a) i tipican tok slijeganja sipa i faze prenosa silo na tlo (b), gtije su: celije za mjerel~je napona (I), ce/ije za mjerenje sile (2), sipka za l1?jerenje skracenja (3), sila Q preuzima trenje na obimu (I), postepen prenos sile na bazu (II), slom tla oko baze sipa (Ill).

30A.1.INSTALACI]E ZA ISPlTlVANJE SIPOVA

gdje je: I Ao povrsina obima sipa, a z Ao je povrsina obima baze sipa. Iz izraza 30.4. dobije se sila na bazi sipa:

~Ao . lAo

(30.6.)

Tipican dijagram ovisnosti opterecenja sipa (Q) i slijeganja (s) pri probnom opterecenju dat je na slici 30.27.-b. Do kriticne sile po obimu (~o) odnos Q/s je gotovo linearan, zatim postaje sve strmiji, sto je posebno evidentno na samome kraju. Dok opterecenje ne prekoraci granicnu veliCinu sile na omotu (~o), cjeJokupna sila prenosi se po obimu sipa (I), a to prouzrokuje malo sIijeganje. Kako sUa raste, prenosi se postepeno opterecenje i preko baze sipa na 158

z

(30.5.)

0

Q v =P+WZ-IQo

OPTERECENJE Q(kN)

)

a sila na obimu sipa: I

o

1----"'" x

----------------------------~~~el-ne~lj~el~y-e-------------------------

Sip moZe biti ispitan pomocu dobro centrirane hidraulicke dizalice, koja se odupire od konstrukciju montiranu iznad ispitnog sipa. Najjednostavniji je nacin da se dizalica odupre od sanduk sa balastom od betona iIi celika. Blokovi se slazu u sanduk na pomocnoj skeli (iznad vode) oko sipa iii na povezane metalne nosace oslonjene na unakrsno polozene drvene pragove (sl. 30.28.). Kod ovoga nacina opterecenja mogu nastupiti poteskoce kod Ijuljanja pJatforme iIi kolapsa sipa. Mjerenje opterecenja na sip vrsi se direktno na instrumentu postavljenom izmedu glave sipa i dizalice iIi izmedu dizalice i platforme. Slijeganje se registruje na celicnoj ploci navarenoj na glavi sipa.

Tcmc{jcllje

159

x Duboko-illdirektllo temeljenje

30. Temeljenje Ila sipovima

9

+

I

I I I

I

I

+

+

I

3

4

I

l~

SI.30.28. Prikaz balas! opterecenja iznad ispitnog ,~ipa: balast od blokova (1), podZoga blokovima (2), hidraulicka dizalica (3), slerieni letaj (4), relerentna greda (5), /fip (6), eelieni nosaCi (7), drveni roltilj (8), (Tomlinson i Boorman, 1995;Construction Industry Research and Information Association).

.. Umjesto ove skupe izrade koriste se zatezuci sipovi (obicno cetiri) preko kOJlh se ucvrste celicni nosaCi, 0 koje se odupire hidraulicka presa (s1. 30.29.). Mjerenje sile i slijeganje sipa vrsi se na mjestima i na naCin slican prethodnoj metodi ispitivanja nosivosti sipa. Kod znacajnijih i obimnijih radova na izvodenju sipova uputno je provesti ispitivanje nosivosti sipova uz prethodno sacinjen program ispitivanja za razlicite tipove i duzine sipova, u stvamim geotebnickim osobinama t1a. E~rocode 7. za temeljenje. na s.i'povil~a definise ograniceno opterecenje (QL) kao opterecenje koje prouzrokuJe shJeganJe 10% od promjera baze sipa. Ako se ne moze ostvariti maksimalno opterecenje, uzima se ovo limitirajuce opterecenje (QL)'

I

I

i~

b..)

b-J S1.30.29.

I

I

Dispozicija opreme za ispitivanje spa pomocu zateznih /fipova: eetiri zatezna /fipa sa ugradenim ankerima (1), ispitni /fip (2), spoj 'sipa sa mjernom ploeom (3), mjerni instrumenti (4), hidraulicka pumpa (5), hidraulieka presa (6), slerieni letaj (7), privremena potpora (8), spojne eeliene grede radi stabilnosti (9), (Tomlinson i Boorman, 1995).

30A.2.METODE ISPITlVANJA SIPOVA

>>>>-

Probno opterecenje sipa moze se provesti na cetiri nacina ito: opterecenje se povecava kontinualno uz konstantnu velicinu prodiranja slijeganja (CRP-Constant rate of penetration); opterecenje inkrementima sHe zadrZano do konsolidacije (ML-Maintained load); kombinovani test CRP i ML metode. opterecenje jednakim inkrementima sile u vremenskim razmacima od 60 minuta.

30.4.2.1. Test sa konstantnim prodiranjem sipa (CRP test)

CRP ispitivanje provodi se biranjem opterecenja koje daje konstantno prodiranje sipa u tlo, sto se zadrZava sve do konacnog sloma tla. Slom se definise, kada sip nastavlja propadanje bez povecanja opterecenja, iii kada se stvara opterecenje pri kojem penetracija dostize vrijednost 1110 dijametra baze sipa. Brzina slijeganja uzima se (0,5-0,8) mmlmin (Nonveiller, 1981), odnosno prema 160--------------------~~~------------------­

Temeljenje

Temeljenje

161

X Duboko-indirektno temeljenje

30. Temeljellje na Iipovima

Britanskom standardu 0,75 mm/min u glinovitom tlu i 1,5 mmlmin u granuliranom tlu. CRP test se koristi kada se zeli brzo dobiti rezultat i prakticall je kod preliminamih ispitivallja i naucnih istraZivanja. Nije pogodan za tla kojim se ne dobije elasticno slijeganje (ukupno manje stalno slijeganje) pod radnim opterecenjem.

30.4.2.2. Ispitivanje sa inkrementima opterecenja odrzavanog do konsolidacije

(ML test)

@ 0

o

OPTERECENJE Q {kNI 500 750 1000 1250

250

I

,i

10

RASTERECENJE'---./sOOkN

0

~ RAONd OPTERECENJE

-

1500

30.4.2.3. Kombinovani CRP i ML test

1750

z

~ 300°r---1--;;-::;;r~_ _,--_---, Zl

\

~g200 ~1000

o 25

0

~

I I

I

50

\250 \

600

o

I

'" >-

~ 20

n

\~ 250 };;O

10

m

I

I

"

~ 30

I I I I

40 0

2

;§

I I

0

:E

~

I

40

ML ispitivanje izvodi se sa opterecenjem (Q) u inkrementima (~Q) jednake iIi razlicite velicine. Dijelovi opterecenja nanose se brzo i zadrzavaju se dok slijeganje postigne minimaillu velicillu (s=0,025 do 0,05 mm/dan). Za ovo ispitivanje potrebno je duze vrijeme, Ilarocito ako se sipovi ispituju u malo propusnom tlu. U glinovitom tlu ovakav nacin ispitivanja moze da traje i vise od 60 dana (Whitaker i Cooke, 1966). Na slici 30.30. dat je tipican dijagram ovisnosti opterecertia (Q), slijeganja (s) i vremena (t). Ukoliko je probni sip opremljen instrumentima, kao na slici 30.27., moguce je silu podijeliti na dio koji sip nosi po svome obimu (Qo) i na dio (Qv), koji se prenosi preko baze sipa (sl. 30.30.-c). Kada se provodi ovakav postupak u tIu manje propusnosti, obavlja se potpuna konsolidacija pornog pritiska, te se dobiva rezultat sila i deformacija za drenirani slom tIa.

':!

~

50 75

100 10 em

CRP i ML ispitivanja cesto se kombinuju pri odredivanju nosivosti sipova. Prvo se za odabranu silu Q opterecuje sip inkrementima sile, koji se postepeno· povecavaju nakon svake parcijalne konsolidacije slijeganja, odnosno prodiranja sipa. U narednoj fazi dostignuto opterecenje se povecava uz konstantnu brzinu slijeganja sve do sloma. Na slici 30.31. dat je dijagram ovoga kombinovanog ispitivanja, do konacne faze opterecenja, koje izaziva slom tia oko sipa, uz primjenu konstantne brzine prodiranja sipa, koji je prije toga bio opterecivan inkrementima sile do konsolidacije.

125

Ml-op;t

I

(

I1 12

:z

3000

w -, :z w

2000

1500

I 115~

10

CRP opit

I

1250

w

j

"" W

I~~~----__ 11----__--,------l~+PO --I -...

'u

I

1000

I-

14

PROLAZNO VRfJEME t(hl

r

0..

o

o

25.4

50.8

76.2

SI.30.30. Tipican rezultat ML probnog opterecenja sipa: dijagram opterecenje/ slijeganje Qis (a), dijagram vrijeme/ slijeganje tis (b), (Tomlinson i Boorman, 1995);

ovisnost opterecenjal s/(jeganjel vrijeme-QIslt (c), (Nollveiller, 1981).

101.6

127.0

254

SLIJEGANJE s{mm)

Sl.30.3]. Dijagram ovisnosti sliieganja sipa (s)

0

opterecenju (Q) za kombinovani test ML i

CRP (Whitaker i Cooke, 1966). Im----------~----------~~--------------------Temeijellje

Temeljenjc

163

30. Temeljellje Ila sipovima X Duboko-illdirekillo temeljel/je

30.4.2.4. Probno opterecenje sajednakim dijelovima sUe u trajanju od 60 minuta

Cesto se iz dijagrama ovisnosti optereeenja (Q) i slijeganja (s) ne moze dovoIjno tacno definisati sila sloma (Qr). Zato postoje u literaturi prijedlozi da se odabere inkrement sHe priblimo 118 Qf (prognozno), te da svaka od njih djeluje jedan sat i registruju krivulje po kojima se sip slijeze sa vremenom (Stoil, 1961). Rezultati se obieno prikazuju sa tri vrste dijagrama iz kojih se moze odrediti sila sloma (s1. 30.32.).

@

@

@ VRIJEME tlminl

-0 E

30'

60'

Z

x 0 w

~

«

z

~~ Q

~

:::;

'"~

1rl

.§

OJ

~

,

~ z

,'"w

'"

06

0

t;;o

'"

~

"-

3

2

Q.

0

0

UKUPNO SLlJEGANJEsJminl

SlIJEGANJE 5'30"500- s3t!lmml

SI.30.32. Dijagram slijeganja (s): sa vremenom (t) za razne faze opterecenja (a), prema opterecenju Q (b), za posljednjih 30 minuta s '30 prema opterecenju (C), (Nonveiller, 1981}.

Prvim dijagramom se prikazuje tok slijeganja za svaki inkrement opterecenja u vremenu od 60 minuta (sl. 30.32-a), a drugim odnos izmedu ukupne sile Q i ukupnog slijeganja S60 (sl. 30.32.-b). Iz treceg dijagrama vidljiv je odnos izmedu sile Q u prirastu za svako optere6enje i slijeganja nastala u vremenu od 30 i 60 min uta S'30 (sl. 30.32.-c). Tacke za svaki prirast opterecenja (Q/S'30) nalaze se na dva pravca razlicitog nagiba. U presjecistu ova dva pravca nalazi se kriticno opterecenje (Qd, pri kojem nastupa piasticni slom tla is pod baze sipa. U zemljama Evrope primjenjuju se razlicite metode za izvodenje testa probnim opterecenjem sipa. U Svedsk~j se koristi metoda konstantne brzine prodiranja od 0,5 mmlmin (CRP). Sipovi koji nose na bazi izlaiu se najmanje trostruko projektovanom opterecenju. Sipovi koji nose po obimu (glinovitotlo) opterecuju se najmanje do sHe pri kojoj nastaje slijeganje od 20 mm, a u nekoherentnom tlu silom koja izaziva deformaciju preko 60 mm. Duzina sipova i moguei ~roblemi pri zabijanju prognoziraju se u Svedskoj terenskim ispitivanjem pomocu Svedske penetracione metode (Nonveiller, 1981). . U Danskoj se koristi kombinovani CRP i ML postupak. U prvoj fazi optereeuje se inkrementima sile i zadrZava do konsolidacije dok sila postigne 95% 164

Tellleljel/je

velieine proraeunate sile sloma iii kada brzina prodora sipa dospije 0,3 mm/min. U drug~j fazi optereeuje se silom koja izaziva konstantnu brzinu prodiranja od 0,3 mrnImin, sve do sloma tla. U Norveskoj se primjenjuje CRP metoda sa optereeenjem koje izaziva konstantnu brzinu prodiranja sipa od 1 mrnImin.

30.5. MEHANIZAM PRENOSENJA OPTERECENJA SA SIPA NA TLO Optereeenje sa objekta na sipove prenosi se preko nadglavne konstrukcije, kojom se povezuju glave sipova. Nekada se jedan dio. optereeenja ~ovjer~va t~u ispod nadglavne konstrukcije, a drugi ~io tlu oko vSIP?va. Me?ut~m, tesko J~ uskladiti deformacije t1a ispod ova dva sIstema prenosenJa opterecenJa, te se radl ove slozenosti cjelokupno optereeenje objekta povjerava sipovima. Uknpno opterecenje (Q) od objekta prenosi se preko pojedinacnih sipova na tlo, djelorriicno trenjem izmedu vanjskog omotaca sipa i tIa (Qo), a djelom~~n~ normalnim naponirna preko vrha sipa (Qv) (sl. 30.33.). Iz ovakvog odnosa silJedl da ce se granicna sila sloma sipa (Qf) postici onda kada se nadmasi sila otpora smicanja izmedu omotaca sipa i tla (OQf) i ispod baze sipa (vQf), tj.:

Qj=oQj+vQf' (30.7.)

pri cemuje (sL 30.33.-a): D

oQ J = fO·oTj(z)·dZ; o

gdje je: 0- opseg sipa; Av - presjek u stopi sipa; vllf - kriticno opterecenje na vrhu sipa;

r - cvrstoca tla na smicanje izmedu omotaca sipa i tla. o .f Cvrstoca na smicanje po omotacu sipa nije uvijek jednaka cvrstoci tla na smicanje, vee ovisi 0 stepenu hrapavosti sipa, stepenu konsolidacije tla i s1. Otpor na smicanje izmedu sipa i tla bit ce:

or j

=a

. c' + (an - u )tgq/,

(30.8.)

gdje je a koeficijenat koji izraZava odnos izmedu kohezije (c') i adhezije (a), izmedu sipa i tla. ----------------------~~~--------------------1~ Temeljenje

30. Temeijel1je no Iipovimo

X Duboko-indirektno temeijellje

Opcenito se ukupna nosivost sipa izraZava kao suma otpora trenjem pO omotacu (Qo) i otpora vrha sipa (Qv), tj.:

Q = Qo + Qv' (30.9.) Sirina na koju se prenosi opterecenje preko vrha sipa na tIo iznosi priblizno (6-1O)r (r=poluprecnik sipa) (s1. 30.33.-b). Sila sipa (Q) razlicito se raspodjeIjuje na dio sile na trenje po omotacu (Qo) i na dio sile koji se prenosi preko baze sipa (Qv). Ova raspodjela opterecenja ovisna je 0 geomehanickim osobinama pojedinih sIojeva tIa i elasticnoj deformaciji sipa. Na slici 30.34. sematski su prikazani osnovni slucajevi ovih odnosa sila po omotacu i na vrhu sipa (Qo i Qv).

Kada se sip oslanja na cvrsto tlo (s1. 30.34.-a), najveci dio sHe prenosi se u tlo putem njegovog vrha, a sarno manji dio preko omotaca (Q==Qv). Odnos Qv/Qo ovisi 0 slijeganju cvrstog sloja, deformacionim osobinama sipa i osobinama mehkog sloja. Sip zabijen u homogenom tIu (sl. 30.34.-b) prenosi veci dio sile trenjem po omotacu sipa (Q == Qo). Na slici 30.34.-c prikazan je sip zabijen u rahlom j dijelom u zbijenom tlu. Evidentno je da se nosivost po omotacu (Qo) povecava u zbijenom sloju. Sip zabijen dijelom u stisljivi sloj, koji se moze naknadno slegnuti, moze izazvati i negativno trenje (sl. 30.34.-d). Zato se sila koja se prenosi preko vrha sipa moze znatno povecati. Kada se izmedu dva zbijena sloja javlja treCi stisijiviji sloj, onda je moguce da u prvoj fazi opterecenja ~ stisljiv~~ sloju dode do povecanja nosivosti po omotacu (sI.30.34.-e). Medutlm, kaslllJe dolazi do slijeganja stisljivog sloja sto dovodi do negativnog trenja, a time i do smanjenja dijela nosivosti po omotacu (Qo), odnosno do povecanja nosivosti na vrhu sipa (Qv) (Nonveiller, 1981; Dolarevic, 1987) .

....... ~. "-::" . ". \ ••

"t

@

@

Q

Q

••••

D

o

Q

@

@

Q

Q

"D~

~2Qo

://; I I

o.v

Q

I

y. . '

C:'..••.

I

SI.30.34, Sematski prikaz raspoqjele sile sipa (Q) na omotac (Qo) i na bazu vrha sipa (Qv): sip na evrstom tlu (aj, sip na homogenom sloju (bj, sip na rahlom i zbijenom sloju (c), sip u stisljivom sloju-Ilegativno trellje (d) i (e), gdjeje: mehko tlo (1), tvrdi sloj (2), rahli materijal (3), zbijelli sloj (4), stisljivi sloj (5).

30.6. ODREDIVANJE NOSIVOSTI POJEDINACNIH SIPOVA v

" Sl.30.33.

Serna sila otpora izmeau sipa i tla i zone plasticnog sloma (a) i raspodjela vertikalnih napona u flu ako sipa (b), sa zonom plasticnog sloma (spiralnog oblika) (1) i dijagramom vertikaillih napona (2).

Iz prethodnih razmatranja vidljivo je da sipovi prenose opterecenje preko dodime povrsine sipa sa tlom. Kod proracuna ta se nosivost sipa obieno dijeli na povrsinu oslanjanja vrha sipa (Ay) i na povrsinu po omotacn sipa (Ao), Preko povrsine vrha sipa prenosi se pritisak na tlo sarno u pravcu osi sipa, a povrsina po obimu sipa prenosi trenjem pritiske i zatezanje u pravcu osi sipa i pritiske upravno na osovinu sipa. Za nosivost upravno na dodimu povrsinu (vrh sipa) mjerodavno je ----------------------------~~~el-ne~.lj~·eT~v-e-------------------------167

166

Temeljenje

30. Teme/jenje na sipovima

X Duboko-illdirektllo temeljenje

dopusteno specificno opterecenje tla (qdop) na odgovarajucoj dubini i za odgovarajuci pravae opterecenja. Za nosivost u praveu dodirne povrsine mjerodavno je dopusteno specificno opterecenje na trenje (PdOp) nosecih slojeva uz omotac sipa. Ovo opterecenje na trenje zavisi od pritisaka upravno na dodirnu povrsinu, od vrste tla, te od hrapavosti povrsine sipa. Nosivost vrha sipa ovisi od cvrstoce tla, a posebnu ulogu ima veliCina povrsine osianjanja vrha sipa. Zbog ovoga su povoljniji sipovi koji se izraduju na lieu mjesta, jer se nabijanjem mogu prosiriti vrhovi sipa. Kada se opterecenje sipa prenosi putem trenja, onda ono moze povecati iIi smanjiti njegovu nosivost. Tada se mora racunati sa obmutim ucinkom trenja na sip. Ovo negativno trenje, zbog kojeg se sila sto je pojedini sip prenosi preko baze na tlo, moze se povecati (Nonveiller, 1981). Nosivost jednog sipa opterecenog u praveu njegove osovine, odnosno veliCina sile pod kojim nastupa slom t1a ispod vrha i po obimu sipa, moZe se proracunati na mnogo nacina, prema vise razliCitih metoda i prema raznim autorima i institueijama. Generalno bi se sve metode i postupci mogli svrstati u slijedece grupaeije: ~ Staticke racunske metode, odnosno obrasei bazirani na stepenu mobilizaeije otpomosti tla na smieanje, tj. proracun prema osobinama slojeva tla u kojem se sip izvodi; ~ Dinamicke metode, odnosno obrasei koji uzimaju u obzir otpomost tla, odnosno slijeganje registrovano prilikom pobijanja sipova; ~ Obrasei u kojima se koriste rezultati statickog i dinamickog penetraeionog sondiranja u istramim busotinama; ~ Rezultati slijeganja pri probnom opterecenju sipova; ~ Obrasei prema stecenom iskustvu na izvedenim gradevinama. S obzirom na mogucnost usvajanja razliCitih pretpostavki za proracun, postoje i razlicita misljenja i obrasei za ovakvo odredivanje nosivosti sipa. Dobiveni rezultati prema vise metoda se medusobno razlikuju, te se obicno proracUll provodi prema vise metoda i usvajaju oni najprihvatljiviji iIi prosjecni rezultati.

30.6.1. STATlCKE METODE PRORACUNA ZASNOVANE NA STEPENU MOBILlZAC[JE OTPORNOSTI TLA

Za ovaj nacin proracuna nosivosti sipa potrebno je poznavati osobine tia koje se dobiju sondiranjem i geomehanickim ispitivanjem uzoraka tla. Ukoliko znamo parametre cvrstoce slojeva, kroz koje prolazi sip, moze se izracunati otpor tIa, koji djeluje na obim i vrh sipa. Kraca analiza za ove dvije komponente dataje u tacki 30.5. 168

Temeljenje

Otpor izmedu obima sipa i tla obicno je manji od cvrstoce tla na smieanje ('r J = c' + a~ . tgcp') i datje izrazom30.8. Otpor pO obimu sipa (oQr) racuna se prema izrazu 30.7., iIi: D

oQJ

= f z'r]

.

2r1C' dz,

(30.lO.)

o

iii za 't=konstantno, tj.
(30.11.)

gdjeje: r-poluprecnik sipa; dz-difereneijal dubine sipa; Ao- povrsina obima sipa. Prema Meyerhofu (Majerho( 1951, 1961) otpor uz obim sipa moze se izraziti kao ujednadZbi za duboke temelje Uedn. 14.56.), tj.: c"=a·e'+y·D·K s '(g8, (30.12.) gdjeje: D-dubina temelja; Ks=O,7Ko-prosjecni koefieijent bocnog pritiska na visini plastifizirane zone u bazu sipa; Ko=O,5 za nevezano i Ko=l,O za vezano tlo; b- ugao trenja izmedu sipa i tla; a - kao ujednadzbi 14.56. Prema tome, otpor po obimu sipa bio bi:

Qo =

D

LO ·e"·&, o

(30.13.)

gdjeje: O-obim sipa=2rn za krumi i 2(B+L) za pravougaoni presjek sipa; B i L-sirina, odnosno duzina presjeka sipa. Kod izvodenja busenih sipova na lieu mjesta vidjeli smo da se koristi bentonitska suspenzija za stabilnost zidova busotine. Laboratorijskim ispitivanjima (Fanner i dr.1971, Nonveiller, 1981) ustanovljeno je da se aktivira puni otpor trenja po obimu sipa, bez obzira na stvorenu bentonitsku kosuljieu na zidovima busotine. Otpor prooiranja baze sipa (vQt} ovisi 0 cvrstoci sloma (qf) kruzne iii pravougaone povrsine (Av) sipa i racuna se prema izrazu 30.7. . Napon sloma tla (vqf) ispod !lipa moze se racunati premajednadZbl (14.56.) za duboke temelje: +05·y·B·N (30.14.) v q J =cNc ' r +K 01v·D·N q' gdje su: ~~------------------------~7~e-m~elj~·e-~~·e-------------------------169

30, Temeijellje na §ipovima

X Duboko-illdirektllo temeljenje

Nc, Ny i Nq faktori nosivosti koji se rnogu dobiti iz Meyerhofovog dijagrama l1a slici 14.14. ili na slici 30.3S.-b, Ko-koeficijent pritiska mirovanja na bazu sipa i prema Meyerhofu iznosi: 0,5 za nevezano i 1,0 za vezano tlo. Slom na vrhu sipa..:b-"it::...;c:.:'e:.:.:_ _ _~

IvQJ = Av'vqA

tgo m =

~
I

, gdje je Om - mobilizirani ugao trenja izmedu sipa i

f{!

okolnog tIa, odnosno 0 m ==
(30.15.)

Oblik i dimenzije zone plasticnog sloma oko vrha sipa ovise 0 hrapavosti izmedu baze i sipa i tla, te od ugla smicanja
t

Informativno se umjesto specificnog pritiska p moze uvrstiti koeficijent trenja, odnosno adhezije fs iz tabele 14.6., ukoliko ne poznajemo parametre cvrstoce na smicanje (vidjeti 30.6.1.3.).

30.6.1.1. !;taticki obrasci za dopustenu nosivost spa

Analogno jednadZbama za granicnu nosivost Slpa (30.7.) iIi ukupnu nosivost sipa (30.9.), moze se dopustena nosivost sipa (Qd) napisati u obliku (Dolarevic, 1987): (30.16.)

V'

E ~

gdjeje:

V

~ 20 z

D

Ao- povrsina omotaca sipa uzduz slojeva; p- dopusteno specificno opterecenje na trenje, odnosno adheziju noseCih slojeva; Av- povrsina presjeka sipa u nivou vrha sipa; q- dopusteno specificno optere6enje tla u nivou vrha sipa;

Dopusteno specificno opterecenje (p) na trenje, odnosno adheziju, moze se odrediti iz izraza Gedn.30.12.): p = am + O"oKs . tgo m (kN/m\ (30.17) gdjeje: am = (a. c' / Fe )- mobilizirana adhezija izmedu sipa i okolnih slojeva tla, odnosno mobilizirana kohezija okolnih slojeva tIa u slucaju da je kohezija manja od adhezije; 0"0 = (r 1h' + r 2 h / 2) vertikalni pritisak od vlastite tezine u sredini nosivog sIoja h, koji prenosi opterecenje trenjem (sl. 30.35.-a);

7

!.-30

;I'

-'

ro~ 0 I

~

;-

i7

,/

/',,1

,/

~~ 10 :I:::>

./

~),.

<

z~

Ot!)

V ,/

~

V

,2· 2 4 6 810 20 4 6!\ 10 200 FAKTORI NOSIVOSTI log N -

4 6 810 3 2 3000

a)

I70------------------------~-------------------------

Temeljenje

S1.30.35. Sematski prikaz otpornosti tLa u pogledu nosivosti sipa (a), te dijagram faktora nosivosti (Ne,Nq i Ny) U ovisnosti od ugla smicanja (qlj, za kruini i kvadratni presjekSipa (b).

b)

Dopusteno specificno jedinicno opterecenje tla u nivou vrha sipa (q) moze se dobiti iz izraza poznatog oblika (Pravilnik, 1990): Teme/jenje

171

X Duboko-illdirektllo temeljellje

30. Temeljellje Ila sipovima

gdjeje: cm- mobilizirana kohezija na vrhu sipa; qv = (YI . h' + Y2h) - vertikalni napon od pritiska tIa usljed vlastite teiine u nivou vrha sipa; Ko- koeficijent mirovanja kod pritiska tla u nivou vrha sipa (neki autori koriste Ks); y - jedinicna tezina t1a; Nc, Nq , Ny- faktori nosivosti ovisni 0 veliCini dopustenog mobiliziranog ugla na smicanje (cp' m) pri vrhu sipa (sl. 30.35.-b), za krumi i kvadratni presjek, a za pravougaoni presjek vidjeti sliku 14.14.; r- poluprecnik baze sipa. U sIojevitom tlu se ucestvovanje manje otpomih slojeva ne uzima u proracun. Ukoliko se ipak djelimicno uzima u obzir, potrebno je dokazati predvidenu mobilisanu otpomost tib slojeva. Ukoliko je nepouzdan podatak 0 pojavi negativnog trenja, odnosno adhezije prilikom konsolidacije stisljivih slojeva pod djelovanjima optereeenja na povrsini tla, onda se dopusteno opterecenje sipa racuna sarno iz otpora vrha sipa. c)

Prema pnJasnJIm Privremenim proplSlma za temeljenje dopnsteno opterecenje sipa (Qd) priblimo se racuna prema obrascu koji daje: dopusteno opterecenje vrha sipa prema dopustenom opterecenju tla u vrhu sipa, a za obicno direktno temeljenje i dopusteno opterecenje sipa na trenje po omotacu, dobiveno prema dopustenom trenju po omotacu sipa za odredeni materijal i sip, ij.:

30.6.1.2. Metode definisanjafaktora nosivosti u nekim tlima Postoji vise metoda za odredivanje faktora nosivosti Nc i Nq, medu kojima su Meyerhofova, Vesica i Janbua (Braja, 1995.). U prethodnom dijelu dat je uvid u nacine odredivanja ovih faktora, ali se prezentiraju i neka novija saznaItia navedenih autora. Opcenito se za kriticno jedinicno opterecenje ({jj) moze napisati izraz u poznatom obliku:

v qr

=

eN; + qN; + Y rN; .

(30.20.)

S obzirom da je poluprecnik sipa (odnosno stranica pravokutnog presjeka

N;

moze se zanemariti, te ce

vqf =e·N; +qv ·N;,

(30.21.)

sipa O,SB) maJehna veliCina zadnji clan y. r· jedinicno - specificno kriticno opterecenje biti:

ako q zamijenimo sa qv (qv=O""v), kao vertikalni napon od vlastite tenne. Otpor prodiranja vrha sipa, odnosno nosivost vrha sipa (Qv), bit ce:

IQv =AV'vqf =Av

.(e.N~ +qv .N;X

(30.22.)

a) Meyerhofova metoda. Prema Meyrhofu (1976), moe nosenja sipa na vrhu (Qv)

u pijesku generaino se povecava sa dubinom (D) u nosecem sloju i dostize maksimalnu vrijednost pri odnosu Dt/d=(Dt/d)cr (sl. 30.36.-b). U homogenom tIu dubina u nosivom sloju Db je jednaka dubini sipa D (s1. 30.36.-a). Ispod (Dt/d)cr vrijednost jedinicne moci nosenja sipa (4f) je konstantna velicina ( v q f =v q). Prema Meyerhofu (1976), maksimalni faktori nosivosti na vrhu I sipa postifu se pri Dt/d=0,5(Dt/d)cr. Maksimalne vrijednosti N~ i N;, ovisne

(30.19.) gdje je:

o uglu smicanja (cp), date su na dijagramu slike 30.36.-d. Za sip u pijesku (c=O) jednadzba 30.22. dobivajednostavniji oblik:

(jv

-dopusteni napon tia za direktno temeljenje na vrhu sipa; Av - povrsina presjeka sipa; t - prosjecno dopusteno trenje po omotacu sipa; Ao - povrsina omotaca sipa. U propisima je dato kako se uzimaju velicine za

(jv

IQv = Av'v qf = Av . qv . N;I, gdje se

(30.23.)

N; dobije iz dijagrama na slid 30.36.-d. Medutim,

Qv ne smije preci limitirajucu vrijednost v qz . Av, tj.:

i 1.

gdje je limitirajuce specificno opterecenje: 172

Temeljel/je

----------------------~~~-------------------ln

Temeljenje

X Duboko-illdirektllo temeljenje

30. Temeljellje lIa §ipovima

(30.25.) gdje je

= 40· N . D / d :::; 400N

(kN / m 2 ),

(30.26.)

gdjeje: N - srednji broj udaraca kod standardnog penetracionog opita blizu vrha sipa.

@ o

10

1000 800 600 400

30

20

,1 ,

:>

o"" in

~ o

o :z:

NC

20

'"'..'-::7.. _~-"'I <-:~.::~._;. ~.. ' .. ::' ',,;..

« '" u.

...

,-

1>-'

"

pijesak; zql - kao i lql same za zbijeni pijesak; Db - dubina penetracije u zbijeni sloj pijeska (s1. 30.36.-c); Za sip zabijen u zasiceni glineni sloj u nedreniranim uslovima (
Qv

= Cu

•

N~ . Av

= 9cuAv '

(30.28.)

Cu - kohezija za nedrenirano tlo ispod vrha sipa. Za glinu sa kohezijom (c) i uglom srnicanja (
gdje je:

(30.29.)

1/

10 6 6

gdjeje:

I

/

4

.. f) .. Qv=Av(CN c • v·Nql

/

N~ i N; - faktori nosivosti (tabela 30.7.). Izjednadzbe 30.29. ijednadzbe 30.22. dobije se slijedeCi odnos:

l( 10

10

20

1+2K

= 0 qv - srednji normalni (efektivni) napon tla, na vrhu sipa; 3 Ko =1- sin qJ - koeficijent pritiska rnirovanja tla;

(J~

lA- Nq

./

...- --

cr:

oI -

N; i

,-

I-

g;

jed. 30.26., uz koristenje maksimalne vrijednosti za

b) Vesiceva metoda .. Vesic (1997) pretpostavlja, za pribliZan proracun nosivosti sipa, teoriju "sirenja prostora - otvora". Prema ovoj teoriji, zasnovanoj na parametrima efektivnih napona, granicna nosivost vrha sipa moze se izraziti u obliku:

,/ ,,

100 80 60 ~ 40

in

45

f

200

.~

40

gdjeje: lql - limitirajuca granicna jedinicna otpornost rastresitog t1a, determinisanog

30

40

45

U GAO SMICANJA 'f (. l

SI.30.36. Sema opterecenja i otpora ria sipa u homogenom flu (aJ, promjena jedinicnog otpora tla na vrhu sipa u homogenom pijesku (b) i uslojenom tlu (c), te primjena

maksimalnih vrijednosti N~ i

N; ovisno 0 uglu smicanja

qJ

(d), (Meyerhof,

(30.30.)

1976;Braja, 1995).

Cesto se sip zabija kroz prvi slabiji, a zatim cvrsci - zbijeni sloj tla (s1. 30.36.-c), u kome slucajuje:

_ Vqj-lq[

174

+ Lql-lqJDb < lOd

Temeljenje

2ql'

Za N~ moze se napisati slijedeci izraz:

(30.27.) (30.31.) Temeijenje

175

30. Temeijenje na sipovima

X Duboko·illdireklllo temeljenje

Faktori nosivosti N~ (gore) i

N;

(dolje) za duboko temeljenje

a saglasno Vesicevoj teoriji: (30.32.)

','. ./ .' ;,".• : ,.'. :':.",' i.'·.< "ReduCiriuii ·lndellS krutOstiJ~t':"" "'; '" ;~;::. '10 .'.R;·; 20 "'40·· " ..60., 80::'·' .'100 200 ... 300

6.97 1.00 7.34 1 1.13 7.72 2 127 8.12 3 1.43 4 8.54 1.60 8.99 5 1.79 6 9.45 1.99 7 9.94 222 10.45 8 2.47 10.99 9 2.74 10 11.55 3.04 11 12.14 3.36 12 12.76 3.71 13 13.41 4.09 14 14.08 4.51 15 14.79 4.96 16 15.53 5.45 17 16.30 5.98 18 17.11 6.56 19 17.95 7.18 20 18.83 7.85 21 19.75 8.58 0

gdje je:

1 rr - indeks reducirane krutosti (tvrdoce) tla - reduced rigidity - IT. Ovaj indeks moZe se pisati u obliku: (30.33.)

1=--rr 1+1.11 r gdjeje:

Es

1 = r

2(1 + ,us

=

Gs

Xc + qJg
-indeks krutosti,

(30.34.)

Es- modul eIasticnosti - deforrnabilnosti tla; /ls- Poissonov koeficijent tla; G s- modul smicanja tla; fl- srednje zapreminske deformacije u plasticnoj zoni oko vrha sipa. Kada nema zapreminske promjene (gusti pijesak iIi zasicena glina), fl=O, te je 1 rr == 1 r • Tabela 30.7. daje vrijednosti N~ i N; smicanja (q» i 1 rr

•

Za q>=0 (nedrenirani uslovi):

N c* Vrijednost

za razlicite vrijednosti ugla

1r

= 43 (In 1 rr +1)+ rc2 +1.

(30.35.)

moze se pribliwo dobiti prilikom laboratorijskog

konsolidacionog iIi triaksijalnog ispitivanja tla ovisno 0 odgovarajucem nivou napona. Za preliminame radove preporucuju se slijedece vrijedl10sti (Braja, 1995): - pijesak ..................................................................... 1 r = 70-150

7.90 1.00 8.37 1.15 8.87 1.31 9.40 1.49 9.96 1.70 10.56 1.92 11.19 2.18 11.85 2.46 12.55 2.76 13.29 3.11 14.08 3.48 14.90 3.90 15.77 4.35 16.69 4.85 17.65 5.40 18.66 6.00 19.73 6.66 20.85 7.37 22.03 8.16 23.26 9.01 24.56 9.94 25.92 10.95

8.82 1.00 9.42 1.16 10.06 1.35 10.74 1.56 11.47 180 12.25 2.07 13.08 2.37 13.96 2.71 14.90 3.09 15.91 3.52 16.97 3.99 18.10 4.52 19.30 5.10 20.57 5.75 21.92 6.47 23.35 7.26 24.86 8.13 26.46 9.09 28.15 10.15 29.93 11.31 31.81 12.58 33.80 13.97

9.36 1.00 10.04 1.18 10.77 1.38 11.55 1.61 12.40 1.87 13.30 2.16 14.26 2.50 15.30 2.88 16.41 3.31 17.59 3.79 18.86 4.32 20.20 4.93 21.64 5.60 23.17 6.35 24.80 7.18 26.53 8.11 28.37 9.14 30.33 10.27 32.40 11.53 34.59 15.91 36.92 14.44 39.38 16.12

9.75 1.00 10.49 1.18 11.28 1-39 12.14 1.64 13.07 1.91 14.07 2.23 15.14 2.59 16.30 3.00 17.54 3.46 18.87 3.99 20.29 4.58 21.81 5.24 23.44 5.98 25.18 6.81 27.04 7.74 29.02 8.78 31.13 9.93 33.37 11.20 35.76 12.62 38.30 14.19 40.99 15.92 43.85 17.83

10.04 1.00 10.83 1.19 11.69 1.41 12.61 1.66 13.61 1.95 14.69 2.28 15.85 2.67 17.10 3.10 18.45 3.59 19.90 4.15 21.46 4.78 23.13 5-50 24.92 6.30 26.84 7.20 28.89 8.20 31.08 9.33 33.43 10.58 35.92 11.98 38.59 13.54 41.42 15.26 44.43 17.17 47.64 19.29

10.97 1.00 11.92 1.21 12.96 1.45 14.10 1.74 15.34 2.07 16.69 2.46 18.17 2.91 19.77 3.43 21.51 4.02 23.39 4.70 25.43 5.48 27.64 6.37 30.03 7.38 32.60 8.53 35.38 9.82 38.37 11.28 41.58 12.92 45.04 14.77 48.74 16.84 52.71 19.15 56.97 21.73 61.51 24.61

11.51 1.00 12.57 1.22 13.73 1.48 15.00 1.79 16.40 2.15 17.94 2.57 19.62 3.06 12.46 3.63 23.46 4.30 25.64 5.06 28.02 5.94 30.61 6.95 33.41 8.10 36.46 9.42 39.75 10.91 43.32 12.61 47.17 14.53 51.32 16.69 55.80 19.13 60.61 21.87 65.79 24.94 71.34 28.39

.. .. .......... Tabela307 ,

400. 11-89 1.00 13.03 1.23 14.28 1.50 15.66 1.82 17.18 2.20 18.86 2.65 20.70 3.18 22.71 3.79 24.93 4.50 27.35 5.33 29.99 6.29 32.87 7.39 36.02 8.66 39.44 10.10 43.15 11.76 47.18 13.64 51.55 15.78 56.27 18.20 61.38 20.94 66.89 24.03 72.82 27.51 79.22 31.41

·5QQ, •.

12.19 1.00 13.39 1.23 14.71 1.51 16.18 1.85 17.80 2.24 19.59 2.71 21.56 3.27 23.73 3.91 26.11 4.67 28.73 5.55 31-59 6.57 34.73 7.75 38.16 9.11 41.89 10.67 45.96 12.46 50.39 14.50 55.20 16.83 60.42 19.47 66.07 22.47 72.18 25.85 78.78 29.67 85.90 33.97

- prasina i glina (drenirani uslovi) ............................. 1 r= 50-100 glina (nedrenirani uslovi) ........................................ 1 r = 100-200

176

Tellleljellje

Temeljellje

177

X Duboko-indireklllO tellleljenje

..~

'-'c!>-

22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42

' ..

30. Temeljellje IIG Iipovima

Reducirani indeks kl1ltosti

c

10

·····20

','40

20.71 9.37 21.71 10.21 22.75 11.l3 23.84 12.12 24.98 13.18 26_16 14.33 27.40 15.57 28.29 16.90 30.03 18.24 31.43 19.88 32.89 21.55 34.41 23.34 35.99 25.28 37.65 27.36 39.37 29.60 41.17 32.02 43.04 34.63 44.99 37.44 47.03 40.47 49.16 43.74 51.38 47.27

27.35 12.05 28.84 13.24 30.41 14.54 32.05 15.95 33.77 17.47 35.57 19.12 37.45 20.91 39.42 22.85 41.49 24.95 43.64 27.22 45.90 29.68 48.26 32.34 50.72 35.21 53.30 38.32 55.99 41.68 58.81 45.31 61.75 49.24 64.83 53.50 68.04 58.10 71.41 63.07 74.92 68.48

35.89 15.50 38.09 17.17 40.41 18.99 42.85 20.98 45.42 23.15 48.13 25.52 50.96 28.10 53.95 30.90 57.08 33.95 60.37 37.27 63.82 40.88 67.44 44.80 71.24 49.05 75.22 53.67 79.39 58.68 83.77 64.13 88.36 70.03 93.17 76.45 98.21 83.40 103.49 90.96 109.02 99.16

6() 41.98 17.96 44.73 19.99 47.63 22.21 50.69 24.64 53.93 27.30 57.34 30.21 60.93 33.40 64.71 36.87 68.69 40.66 72.88 44.79 77.29 49.30 81.92 54.20 86.80 59.54 91.91 65.36 97.29 71.69 102.94 78.57 108.86 86.05 115.09 94.20 121.62 103.05 128.48 112.68 135.68 123.16

in'

Tabela 307 . .(nastavak) . ,;> 400

500

46.88 51.04 66.37 77.30 86.09 19.94 21.62 27.82 32.23 35.78 50.08 54.66 71.56 83.68 93.47 22.26 24.20 31.37 36.52 40.68 53.48 58.49 77.09 90.51 101.39 24.81 27.04 35.32 41.30 46.14 57.07 62.54 82.98 97.81 109.88 27.61 30.16 39.70 46.61 52.24 60.87 66.84 89.25 105.61 118.96 30.69 33.60 44.53 52.51 59.02 64.88 71.39 95.02 113.92 128.67 34.06 37.37 49.88 59.05 66.56 69.12 76.20 103.oJ 122.79 139.04 37.75 41.51 55.77 66.29 74.93 73.58 81.28 110.54 132.23 150.11 41.79 46.05 62.27 74.30 84.21 78.30 86.64 118.53 142.27 161.91 46.21 51.02 69.43 83.14 94.48 83.27 92.31 126.99 152.95 174.49 51.03 56.46 77.31 92.90 105.84 88.50 98.28 135.96 164.29 187.87 56.30 62.41 85.96 103.66 118.39 94.01 104.58 145.46 176.33 202.09 62.05 68.92 95.46 115.51 132.24 99.82 I 11.22 155.51 189.11 217.21 68.33 76.02 105.90 128.55 147.51 105.92118.22 166.14202.64 233.27 75.17 83.87 117.33 142.89 164.33 112.34125.59 177.38 216.98 250.30 82.62 92.24 129.87 158.65 182.85 119.10 133.34 189.25 232.17 268.36 90.75 101.48 143.61 175.95 203.23 126.20141.50 201.78 248.23 287.50 99.60 J 11.56 158.65 194.94 225.62 133.66150.09 215.Dl 265.23 307.78 109.24122.54175.11215.78250.23 141.51 159.13 228.97 283.J9 329.24 119.74134.52 193.13 238.62 277.26 149.75 J68.63 243.69 302.17 351.95 131.18147.59 212.84 263.67 306.94 158.41 178.62 259.22 322.22 375.97 143.64161.83 234.40 291.13 339.52

93.57 38.81 101.83 44.22 110.70 50.29 120.23 57.06 130.44 64.62 141.39 73.04 153.10 82.40 165.61 92.80 178.98 104.33 193.23 117.11 208.43 131.24 224.62 146.87 241.84 164.12 260.15 183.16 279.60 204.14 300.26 227.26 322.17 225.71 345.41 280.71 370.04 311.50 396.12 345.34 423.74 382.53

80

100· 200300

2

,,_c. . •.• Reducirani itideks krutosti lIT , .'. 2(\ -·'60"" 40. .Q> ·.·.·······1043

44 45 46 47 48 49 50

c)

53.70 51.08 56.13 55.20 58.66 59.66 61.30 64048 64.07 69.71 66.97 75.38 70,01 81.54 73.19 88.23

78.60 74.30 82.45 80.62 86.48 87.48 90.70 94.92 95.12 103.00 99.75 111.78 104.60 121.33 109.70 131.73

143.23 134.56 151.16 146.97 159.48 160.48 168.22 175.20 177.40 191.24 187.04 208.73 197.17 227.82 207.83 248.68

114.82 108.08 120.91 117.76 127.28 128.28 133.97 139.73 140.99 152.19 148.35 165.76 156.09 180.56 164.21 196.70

;..

...

80:· 167.51 157.21 177.07 172,00 187.12 188.12 197.67 205.70 208.77 224.88 220.43 245.81 232.70 268.69 245.60 293.70

100'· .- ..

.200 275.59 257.99 292.85 283.80 311.04 312.03 330.20 342.94 350.41 376.77 371.70 413.82 394.15 454.42 417.82 498.94

189.13 177.36 200.17 194.31 211.79 212.79 224.00 232.96 236.85 254.99 250.36 279.06 264.58 305.37 279.55 334.15

Tabela .W 7(na~tav{lk) ".........: .-.. :

.

.'.

-

..

300. ' . 343.40 321.22 365.75 354.20 389.35 390.35 414.26 429.98 440.54 473.42 468.28 521.08 497.56 573.38 528.46 630.80

400 401.36 375.28 428.21 414.51 456.57 457.57 486.54 504.82 518.20 566.70 551.64 613.65 586.96 676.22 624.28 744.99

. 500

452,96 423.39 483.88 468.28 516.58 517,58 551.16 571.74 587.72 631.25 626.36 696.64 667.21 768.53 710.39 847.61

I I

Janbu - ova metoda. lanbu (1976) predvida proracun nOSivosti vrha sipa (Qv) po opstem izrazu analo om ostalim autorima, tj.:

Qv = Av eN: 1000 80 0 500

At d

:~~::~,.

o-

01--- .... ~.~,: ..

10 ~ 80 • u 60 z 40

a:

10 8 6

o ;;,

« u.

#' //

~/

//, 7

~ ~ ~~ ~V

_n' = no,

/?5 /.......././ ~/ f)~r-

!l~D: .... /~

..-!~

4

~

1

0

Nt

o

20

?,:\

"'~1I:':>

I

>V>

". en o :z:

(30.36.)

I

40 0"20

+ q'N; ,

L

o

~

~

10

I

/

."" /, ' /

~ !\ '\

1]'=90· 1)'=75·

~ q

20

I

30

UGAO SHICANJA TLA

40

45

't' (0)

SI.30.37. Faktori nosivosti prem{l .Ianbuu (1976), (Braja, /995). 178

Y,'lIIeljellje

Temeljel1je

179

X Duboko-indireklllo temeljenje

Faktori nosivosti

30. Teme/jellje lIa sipovima

N; i N;

racunaju se uz Pretpostavku sloma tJa oko

a)

vrha sipa, slicno kao na slici 30.37. Faktori nosivosti racunaju se prema izrazima:

N; = ~gqy + ~1 + tg qy r.e 2

2r g

(t q> ,

(30.37.)

(30.39.)

N; i N;, te ugla smicanja cpo Ugao

gdje je 11' dato na slici 30.37. u ovisnosti od

11' moze da varira do 70° u mehkim glinama do oko 105° u zbijenom pjescanom tlu.

30.6.1.3. M etode definisanja otpora trenjem iii adhezijom u nekim tlima Otpor sipa trenjem po obimu (Qo) dat je jednadzbama: 30.7. i 30.10., uzimajuci u obzir cvrstocu t1a na smicanje izmedu omotaca sipa i tla (z T f) i jedn. 30.13. koristeci Meyerhofov izraz za otpor trenjem po obimu sipa (c"). Sila po omotacu sipa moze se dobiti i preko jedinicnog koeficijenta trenja (f) u obliku (Braja, 1995):

gdje je:

(30.3S.) gdje je: 0- obim dijela sipa; Az -dio duzine sipa, gdje je fkonstantna velicina (s1. 30.38.); f - jedinicni koeficijent trenja na bilo kojoj dubini z.

@ o JEDINICNI KDEFICIJENT TRENJA ~~----,f---f \

0'

:§ -j----;----,f-

K - koeficijent pritiska tla; (j~ - efektivni vertikalni napon;

0- ugao trenja izmedu tla i sipa. U stvarnosti K varira sa dubinom. PribliZno se moze uzeti da je jednak Rankineovom pasivnom koeficijentu pritiska tla, Kp, koji moze biti i manji od koeficijenta pritiska pri mirovanju, Ko, na vrhu sipa. Braja (1995) preporucuje slijedece vrijednosti koeficijenta K: ~

~ ~

N

Otpor trenjem n pijesku. Jedinicni koeficijent trenja if) po obimu sipa, na bilo kojoj njjegovoj dubini (z), moze se definisati u obliku (Braja, 1995):

Buseni iIi rnlazom izvedeni sipovi: Ko::::l-sincp. Zabijeni sipovi sa niskim utiskivanjem (istiskivanjem): (1-1,4) Ko. Zabijeni sipovi sa velikim utiskivanjem (istiskivanjem): (1-1,S) Ko.

}

(30.40.)

Za posljednje vrste zabijenih sipova Bhusan (1982) preporucuje izraze ovisne 0 relativnoj gustoci I D' Gedn. 4.17.):

K . tgo

= 0,18 + O,0065I D

Efektivni vertikalni napon «(j~

i K = 0,50 + 0,008I D'

(30.41.)

) povecava se sa dubinom na maksimalne

dubine D'=(l5-20)d, a poslije postaje konstantan (s1. 30.3S.-b). Ova kriticna dubina ovisi 0 vise faktora, kao sto su npr.: ugao smicanja, zbijenost, relativna gustoca i s1. Kod konzervativnog pristupa pretpostavlja se da iznosi: D'=15d. Vrijednosti ugla trenja izmedu sipa i tla (8) ovisne 0 uglu smicanja (cp'), u razlicitim uslovima kontakta, dati su u tabeli 30.S. (Kulhawy, 1984). Vrijednasti ugla 8 u razliCitim uslavima kantakta

f-=konst.

SL30.38. Sema atpara fla aka sipa (a) i dijagram jedinicnag kaeficijenta atpara trenjem za sipave u pijesku (b).

180

Temeljerije

Gladak (prekriven) ceJiklpijesak Grub (naboran) - celiklpijesak Gotovi sipovi - betonlpijesak Na lieu mjesta izvedeni - betonlpijesak Drvo/pijesak

O,5cp'-O,7cp' O,7cp'-O,9cp' O,8cp'-1,Ocp' 1,Ocp'

----------------------------~T.~eJ-lle~'lj~·er~ij-e-------------------------

181

30. Temeljellje 110 Iipovimo

X Duboko-il1direkmo temeijellje

A. metod: Vijayvergiya i Focht (1972) su zasnovali ovaj metod na

1)

Meyerhof (1976) je ustanovio da se srednja vrijednost jedinicnog otpora trenjem - koeficijent trenja (fs,) za zabijene sipove sa velikim utiskivanjem moze dobiti, takoder, i preko vrijednosti standardnog penetracionog otpora, kao:

/,,(kN 1m2)

= 2N,

(30.42.)

pretpostavei da je istiskivanje tla usljed zabijanja sipa rezultat pasivnog bocnog pritiska na bilo ko' o' dubini ida' e jedinicni srednji otpor trenjem: A /"

gdje je:

gdje je: N - srednja vrijednost standardnog penetraeionog otpora - srednji broj udaraea. Za slabo utiskivane zabijene sipove isti autor preporucuje izraz:

/" (kN / m

2 )

= N.

(30.43.)

Iz ovoga slijedi ukupna sila nosenja sipa po obimu:

Qo

= O· D· f sr .

(30.44.)

Otpor trenjem u glini. Postoji vise metoda za dobijanje jedinicnog koeficijenta trenja, od kojih se navode tri metode (A., ex i f3 metode, (Braja,

b)

1995):

o

01

02

03

./

10

@

@

KOEFICIJENT A

04

v-

nedefinirana kohezija ICu)

0.5

v

=

Al +~ +AJ +K.

D

(30.47.)

\\ \\ \

\

0.75

0.50

~

u.

..: 60

\

::.:

I I

1\\ \ \\ \

srednja velicina

\~> dija~azan I'~ "

0 I

f...=.L.C u

~ \

vrijednosti

UJ

I

ii

\

~

:z w -,

Afsf' A ( 6~+ 2 Cu)

,(30.46.)

gdje je: A], A 2 , A3 .... povrsina dijagramn vertikalnih efektivnih napona, a leu, 2C", kohezija nedreniranog tla u pojedinim slojevima D], D 2 , D3 .... (sl. 30.39. b, c, d).

!-

~ ' ---

"i

...

0.2 5

70

80

D j +2 cu ·D2 +3 c u ·D3 +K

jC u •

3Cu, •••.

\

3CU

50

_

' CU -

D

too

:z Cl

_, (j

@

E

::::>

slici 30.39.-c i d, tj.:

vertikalni efektivni nap on (li y)

a

'"

a;,

I--

_ 40

(30.45.)

eu - srednja velicina kohezije nedreniranog uzorka (
/

30

<[ 0..

a;, -srednji efektivni napon za citavu utisnutu duzinu;

V

20

= A(Cf: + 2cJ

1

-- .... _--=.=

--:=-

I a

90

SI.30.39. Promjena koeficijenta it ovisno 0 dubini sipa (a), sa semom otpora tla sipa u slojevitom flu (b), kao i ovisnost kohezije Cu 0 dubini (c), te ovisnost venikalnog napona (a~ ) 0 dubini, sa povrsinama (AJ, A2, A 3) za uslojeno flo, primjenljivo

50

100

150

200

250

300

nedrenirana vrijednost kohezije Cu (kN 1m2)

sl.30AO. Ovisnost kojeficijcnta ex 0 vrijednosti nedrenirane kohe;:.ije Cu (Braja, 1995).

za it metodu (Braja, 1996; McClelland, 1974).

182

Temeijel1je Temeljellje

183

30. Temeljenje lIa sipovima

X Duboko-illdirektllo femeijenje

*

a

2)

metod. Jedinicni koeficijent otpora trenjem u glinenim tlima (fd) prema ovoj metodi moze se izrazitijednadzbom: = a . U I, (30.48.)

/Jd

C

Analizom vise zabijenih sipova u pijesku i ispitanih "in situ" doslo se do saznanja da se faktor nosivosti

gdjeje: empirijski adhezioni koeficijent, za koji je Americki institut za naftu (1984) preporucio ovisnost od kohezije (c u) dobivene nedreniranim postupkom (s1. 30.40.). Za normalno konsolidiranu glinu (cu:S;oko 50 kN/m2)
(cp). U pocetku se

N;

N; mijenja sa dubinom za sve uglove smicanja

u ovisnosti od Old povecava do maksimalne vrijednosti

(oko D/d=20), a zatim opada porastom odnosa Old. Slicno se desava i sa koeficijentom K u ovisnosti odnosa Old. Za sve uglove smicanja (cp) K se lineamo smanjuje sa povecanjem odnosa Old.

sipa: (30.49.)

3)

f3 metod. Prilikom zabijanja sipa u zasicenu glinu porni pritisak u tlu oko sipa moze da se poveca, do 6 puta vrijednosti Cu. Medutim, poslije izvjesnog vremena nastupi disipacija pritiska, te se k6eficijent trenja (f~) moZe determinisati na bazi efektivnog napona (c=O), tj.: (30.50.)

gdjeje: I

(J V -

vertikalni efektivni napon;

f)=K·tgqJr; CPr - drenirani ugao smica~a; K= I-sinqJr - koeficijent pritiska tla za normalno konsolidiranu glinu;

-J

K=( I-sinqJr) OCR - za prekonsolidiranu glinu; OCR-koeficijent prekonsolidacije dobiven laboratorijskim ispitiva~em. Prema ovim elementima, za normalno konsolidiranu glinu, jedinicni koeficijent otpora trenjem bit ce:

ffJ = (1- sin cP J tgcp r . (J~ ,

(30.51.)

a za prekonsolidiranu glinu:

ffJ = (1- sin cpJtgCPr . ..jOCR . (J~.

(30.52.)

Uvrstavanjem ovih jednadzbi u opsti izraz za ukupnu silu otpora po obimu sipa dobije se: (30.53.)

184

Temeljelije

30.6.2. PRORACUN SILE SLOMA SIPA DINAMICKIM IZRAZlMA U praksi se susrecemo sa brojnim dinamickim jednadzbama za proracun sile sloma sipa. U svijetu se veoma cesto koristi lanbuovajednadzba (1953), koja je provjerena uporedbom rezultata dobivenih na preko 100 sipova i ona ce biti obrazlozena. Sam proracun zasnovan je na poznatoj cinjenici da malj tezine (mase) W, ako pada sa visine H, dio potencijalne energije (W.H) iskoristava se za savladavanje otpora prodiranju sipa (s) u tlo koji nastaje na plastu (obimu) i na bazi sipa, a drugi dio za ostale otpore stroja, sipa i tIa. Ako otpor prodiranju sipa pri dinamickom opterecenju oznacimo sa Q, prodor pri jednom udaru s, a koeficijent rasipanja energije sa f, onda se moze napisati izraz u obliku:

W·H·f=Q·s, iIi:

Q=

W·H·{ .. s

Na koeficijent f utjecu mnogi nedovoljno poznati parametri koji zbog ovoga variraju u sirokim granicama, te je dobiveni rezultat nesiguran. Inace se sile sloma dobivene statickim i dinamickim jednadibama bitno razlikuju zbog cega dinamicki izrazi ne mogu posluziti izravno za ocjenu statickog opterecenja. Kod proracuna sile sloma sipa dinamickim izrazima treba voditi racunao vrsti tla, jer se prilikom zabijanja sipa stvaraju oko njega uslovi razliciti u pijesku, rahlom pijesku, glini, zasicenoj glini i drugim tlima. lanbu (1953) je izrazio otpor prodiranja sipa u tlu jednadzbom u obliku:

----------------------------~~~el-ne~lj~el~ije--------------------------

185

X Dubo/w-illciirektIlO temeljenje

30. Temeljl'nje na Iipovima

@

@ (30.55.)

:;

aJ :;:,

Q =F= j

14.2

o (30.56.)

s

WgH F .s.k s

(30.59.) u

Za ovaj dinamicki obrazac general no se preporucuje faktor sigumosti izmedu 4 i 5 (Braja, 1995).

510 20

50 100 A=W9·H'~

14.2

150 200

A·E·s

Dijagram za odreaivanje koeficijenta k", u. ovisnosti od parametra it i odnosa W/W (aJ, Ie dijagram specijicnog (b) i ukupnog (c) utroska energije po dubini (Nonveiller, 1981).

30.6.3. PRORACUN SILE SLOMA IZ PENETRACIONIH OPlTA U BUSOTINAMA U poglavlju 9.1. opisane su metode mjerenja osobina tia u sonda.znim busotinama: (i) standardni dinami6ki penetraeioni opit, (ii) stati6ki penetraeioni opit i (iii) krilna sonda za dobivanje cvrstoce na smieanje( T j)' Na osnovu rezultata ispitivanja ovim metodama moguce je takoder izracunati sile sloma oko sipa.

30.6.3.1. Proracun baziran na standardnom penetraciol7um testu Standardni penetracioni test (SPT) je najcesci vid dinamickog penetracionog sondiranja, kojim se dobiveni broj udaraca (N) dovodi u vezu sa parametrima cvrstoce na smicanje (c i cp), sto je opisano u poglavlju 9.1.1. Na osnovu ovako dobivenih veli6ina c i cp mogu se prora6unati siIe sloma, odnosno nosivost sipa prema izrazima datim u tacki 30.6.1. lednadzbama 30.42. i 30.43. date su ovisnosti izmedu srednjeg koefieijenta jedinicnog otpora trenjem (fsr) i srednje vrijednosti standardnog penetracionog testa ( N ), na bazi cega je moguce proracunati ukupnu silu nosenja sipa po obimu (jedn.30.44)

186----------------------~~--------------------

Temeljenje

10

Cl

Koeficijent iskoriStenja energije ku> 1 (jedn.30.56.) odnosi se na rasipanje energije. koja ovisi 0 karakteristikama stroja, sipa i tla. Ovaj koeficijent dat je na slid 30Al.-a u ovisnosti od izraza A (jedn.30.58.). Koeficijent Cd lanbu je odredio empirijski koristeci odnos izmedu tezine sipa (Ws) i mase malja (W.g). Uporedbom sila sloma dobivenih probnim opterecenjem i sila sloma proracunatih iz podataka 0 zabijanju raznih tipova sipova dobijen je izraz za koeficijent Cd (jedn.30.57.). Prilikom zabijanja sipa evidentira se i utrosak energije na m! dubine (WgH) i ukupno potrosena energija za zabijeni sip (2:WgH). Ovi dijagrami su vrlo korisni za oejenu raspona u kojem variraju otpori, zbo~ r~zl.i6~te vrsta tla, te za procjenu sile sloma iz komparacije dijagrama zab!JanJa J slle sloma probno opterecenog sipa (sl. 30Al.-b,e). Dopusteno opterecenje sipa bit ce: QdOP

::iiw.g.H[MNmJ 10.0 20.0


(30.58.)

•

0

+--~.;.:.:--.,,;;;;:;

Cl

(30.57.)

W·g·H·D 2 A·E·s

W 9·H~MN m] 2.0 4.8'

E

SI.30.41.

A=

o

--

gdje je: W - masa malja (t); H - visina pada (em); s - dubina utiskivanja sipa pri posljednjem udareu malja (em); D - dubina sipa (em); Ws - tezina sipa (kN); A - povrsina presjeka sipa (em); E - modul elasticnosti za materijal sipa (kN/m ); g=9,81::10 rnls 2;

ku =C{l+~l+Ycd}

....--.20+-..,-,---,--,-----,--..,.----, ~

@

Temeljellje

187

X Duboko-illdirektllo lemeijcllje

30. Temeljenje IIa Jipovima

Kompariranjem velikog broja rezultata ispitivanja geomehanickih karakteristika tla sa rezultatima standardnog dinarnickog penetracionog testa (SPT), dobiveni su odnosi izmedu ugla trenja (q» kod nekoherentnog tla, kohezije (c) kod koherentnog tla, broja udaraca (N) i napona sloma tla (qf). Dunham (1954) je povezao rezultate standardnog penetracionog opita (N), parametre cvrstoee (c i q», koeficijent bocnog pritiska (K) i napon sloma (qf), za nekoherentno (tabela 30.9.) i koherentno tlo. Ovisnost broja udaraca (N) i napona sloma (qj)

Nekoherentno tlo

1'.a bea I 309 .. naponsloma

koeficijent K

okrugla zma iednolicne granulaciie okrugla zma, dobro granulirana iIi ostra zma iednolicne granulaciie ostra zrna dobro granulirana fini pijesak j]j praSina u vodi

qj (kN/m2)

K O,46+0,067N

qj=9,lON

K=O,74+0,098N K-l,15+0,147N

qj =(68+4,5N):O:9,8N K-tg2( 45°+

opsti izraz za koeficijent K

Za prenos sile trenjem uzimaju se u obzir sarno oni slojevi koji pokazuju dovoljan otpor pri prodiranju (N), a nenosivi slojevi iznad uzimaju se sarno kao optereeenje, Cime se poveeava nosivost vrha sipa. Dopustena nosivost sipa dobija se dijeljenjem ukupne sile sloma sa koeficijentom sigumosti (Fs). Njegova velicina ovisi 0 vrsti tia, obimu ispitivanja, tacnosti metode ispitivanja i proracuna, karakteru objekta, itd. i uzima se od 2,0 do 4,0. Kod ove metode koristi se veei koeficijent sigumosti, jer postupak daje priblifne rezultate i obicno se kombinuje sa probnim optereeenjem sipa, koji daje pouzdanije rezultate.

30. 6.3.2.Proracun zasnovan na statickom penetracionom testu

Staticki penetracioni test, koji je opisan u tacki 9.1.3., moZe se smatrati modelom za sip sa manjim presjekom. Ovaj opit daje podatke 0 otporu prodiranja siljka Ckd (kN/m 2 ) i ukupnom otporu trenja po obimu uredaja Tc (kN). Rezultati ovih terenskih ispitivanja mogu se prenijeti na proracun sile sloma sipa (Qj) veeeg presjeka (Av) do dubine (D) na ko'o"e roveden enetracioni opit, tj.:

Qj

Za koherentno tlo:

» »

napon sloma: QFll,3 N (kN/m2 ).

} (30.61.)

uQ j =D·Q·KLy·z+qj ·Av ,

i To- otpor prodiranju siljka i otpor na omotacu izmjerenim penetracionim ispitivanjem na dubini D; Av,AJ i As- povrsine: presjeka sipa, obima sipa i obima penetracione sonde. S obzirom da povrsina sloma dopire do dubine Zo=3d ispod vrha sip a, iz dijagrama Ckd i Tc ovisno 0 dubini z (s1. 9.6.-c i 30.42.-a) uzima se prosjecna vrijednost Ckd koja odgovara dubini zo::=3d (s1. 30.42.b i c). U Holandiji se koristi druga metoda, kojom se uzima srednji otpor Siljka na dubini 4d ispod vrha sipa (]Ckd) i iznad vrha sipa 8d (2Ckd). Granicna otpornost baze dobije se iz izraza (Meigh, 1987):

1

za nekoherentno tlo i

Qj u

= D·Q·c+q

C j

·Av'

(30.63.)

Ckd

(30.60.)

Ukupna nosivost sipa (uQf) dobije se iz vee poznatih izraza, za nosivost trenjem po obimu Sipa (oQr) i nosivost vrha sipa (vQr), tj.:

"Qf~"Qr+,Q! D D·O· K· (I, +q! . A"

(kN),

As

gdje je:

}

kohezija: c=6,1 N (kN/m2);

Ao = ckdAv +-·T c

(30.62.)

za koherentno tlo. K, qr i C ovise 0 broju udaraca (N) za koherentno i nekoherentno tlo dok D (du~in~ sipa), 0 (obim sipa) i Av (poprecni presjek vrha sipa) imaju p;ijasnje znacenJe.

188------~----------~~~----------------­ Temeljellje

kd

=

1 C kd

+ 2 Ckd 2

(30.64.)

Ako se rezultati statickog penetracionog opita koriste za proracunavanje sile sloma sipa u koherentnom tlu, mora se reducirati sila na omotacu faktorom manjim od jedinice (Nonveiller, 1981). Linije Ckd i Tc ovisno 0 dubini (z) otkrivaju i slojeve koji mogu izazvati negativno trenje (D]). Otpor ovih slojeva CiTc) treba odbiti od ukupnog otpora (1~) i dodati kao aktivnu sHu (s1. 30.42.-a).

Temeljelije

189

X Duboko·illdirektllo temeljmje

o

@

r

30. Tellleljellje IlO Iipovimo

@

2@ Ckd(kN/m)

Ako se

~jeri

sila (P) u bazi sipa (51. 30.27.), velicine sita na obodu sipa

(IQO i 2QO) bit ce:

Tc(kN)

Qo = Q + WI - P; 2 Qo = P + W 2 - Qv ,

I

(30.65.)

D/

I

Z1 +-'''rl-----,jL

Z

Z

• Ckd (prosjecno)

SI.30.42. Dijagram ovisnosti Chi i Te 0 dubini .fipa, sa redukcijom otpora po obimu Tc'ITe (a), povdina sloma fla ispod .fipa (b) i srednja vrijednost Chi (c).

30.6.3.3. Proracun baziran na ispitivanju krilnom sondom

Krilnom sondom dobije se profil (51. 9.8.) cvrstoce koherentnog tla na smicanje (T f)' koje je U osnovi veci od otpornosti tla uz plast sipa (jedn.30.8.i

Znacenje ovih oznaka dato je u potpoglavlju 30.4. Jz dijagrama ovisnosti opterecenja (Q) i slijeganja (s) ekstrapolira se sila sloma (Qf). Zbog nedovoljno tacnog odredivanja sile sloma proisteklo je vise metoda prikazivanja i interpretacije rezultata proboog optereceoja sipa. Jedoa od tih metoda ilustrirana je na slici 30.32. Mastrontuomo (1973) je predlozio interpretaciju opita probnog opterecenja oa nacio da je pretpostavio hiperbolicni odnos izmedu sile Q i deformacije - slijegaoja s, koja se mjeri pri proboom opterecenju sipa. Kad se sip optereti do sloma (Qf), slijeganje naglo raste pa se izraz za slom moze oapisati u obliku (Nooveiller, 1981):

1

30.10.). Uvrstavanjem redukovanog izraza T f =T 1 , sa a
b

(30.66.)

Siia sloma (Qf) jednakaje, dakle, reciprocnoj vrijednosti konstante smjera b=tga, koja se dobije iz dijagrama ovisoosti slQ i s, na bazi vise tacaka, kroz koje se moze povuci pravac pod uglom a. Rezultati ispitivanja probnog opterecenja mogu se prikazati i cetveroosovinskim dijagramom opterecenja, kao i kod opterecenja temelja (sl. 9.9.d).

30.6.4. PRORACUN BAZlRAN NA PROBNOM OPTERECENJU SIPA U potpoglavlju 30.4. dati su nacini i metode ispitivanja i provodenja probnog opterecenja, te interpretacija dobivenih rezultata na bazi kojih se dobije granicna nosivost !lipa (Qf). Kompletnije podatke 0 velicini i prenosu sile u tlo dobit ce se na ispitnom sipu opremljenom instrumentima za mjerenje sila koje djeluju u razoim dubinama i u bazi sipa.

190

Tell1c(jenje

30.6.5. ISKUSTVENE FORMULE I VRIJEDNOSTI ZA NOSENJE POJEDINACNOG SIPA Postoje mnogi izrazi za proracunavanje nosenja slpa, koji su dobiveni tokom njegovog zabijanja prije oego je dostigao determinisanu dubiou. Radi ovoga je razvijeno vise dinamickih jednadzbi, kojima se proracunava kriticna nosivost (Qr) i predlaZe koeficijent sigurnosti (Fs), iii se eksplicitno daje dopustena nosivost (QdOp) za odredene uslove tla i vrstu sipa. U narednom izlaganju predocit ce se vise ovih izraza, poznatih u svjetskoj literaturi. Temeljenje

191

30. Temeljeflje flO Jipovimo

X Duboko-illdirektno femeljellje

30.6.5.1. Vrijednosti i izrazi prema DIN normama

(30.67.)

Dopusteno opterecenje za zabijene drvene i armirano-betonske sipove

precnik, odnosno stopa sipa; povrsina obima sipa duz sloja, izuzev visine 2,50m iznad stope sipa. (J v - speeificna nosivost vrha sipa, koja se odreduje s obzirom na dopusteno slijeganje slpa (tabela 30.12.), stirn da se meduvrijednosti interpoliraju. 7: - speeificna nosivost - trenje na obimu sipa odredena iz tabele 30.13. ml

gdjeje: dr F;-

DuZina~ipii

_.35" :
( 7: m

Dopufteno opterecenje (Q""p) za betonirane sipove na lieu mjesta Tabela 30.11. .

DiN 4014/1 U btiSotilii ainiirani i betoniranisipov! DopliSteno opterceenje Precnik dna proSirenog.

·prelinik Sipa d (em)

·,·.... >':2::..30·.· ..

.

....

:,."" "40 •. ".'" .50:",.

···;·······.·35

;.. :" .•.• .'."

.. "".

.

'.'

.,.

QdD. (kN)

~lpad.(cm)

200 250 300 400

60 70 80 90 100

.'

)

za nekoherentno tlo prema statickom penetraeionom opitu i

za koherentno tlo (adhezija) prema koheziji.

.

....

.'

Speeijicna nosivost vrha sipa Tabela 30.12.

DopuSteno ophlreec,hjei' Qdot>(kN) .

,$pecificna nosivost st~pe

Sp~6~ nosivost stope.iipa.: :"~;"~' 0" (MNlm1).. ',: :.. ,". ,,~O

300 380 470 550 650

Dopusteno opterecenje iz tabela 30.10. i 30.11. moze se koristiti ako je: ukupna dliZina sipa u tiu najmanje 5 m, od toga najmanje 3,0 m u nosivom sloju (odnosno 2,50 m za sipove sa prosirenim dnom); ~ relativna gustoca Dr (iIi I D ) nekoherentnog nosivog sloja Dr> 0,4 u ravnomjernom tlu sa cu<3, odnosno Dr>0,55 u neravnomjernom tiu sa cu>3 ( cu= D6oiDlO); ~ u koherentnom nosivom tlu sa indeksom konsistencije od J c:2:l,OO; ~ debljina noseceg sloja ispod dna sipa dovoljno velika, tj. najrnanje cetverostruki precnik straniee sipa, a ujedno najmanje dvostruka (iznimno 1,5struka) sirina konture opterecene povrsine u nivou dna grupe sipova. Vrijednosti iz tabele 30.10. (DIN 4026) mogu se povecati najvise za 25% ako se nosivi slojevi sastoje iz naroCito otpornog nekoherentnog tla (Dr>0,5 kod Cu <3,ili iz koherentnog tla polucvrste iii cvrste konstrukeije Ie> 1. Dobro nosivo nekoherentno tlo odreduje se otporom siljka staticke penetracije izmedu 10 i 15 MN/m2, a koherentno tlo sa indeksom konzistencije Jc>l. Nosivost armirano-betonskih i betonskih sipova u busotinama, precnika preko 50 em za tijelo sipa, odnosno preko 100 em za stopu sipa, za dobro nosivo tlo moze se odrediti prema jednacini:

DIN 401412 . Koherentno tic

D1N4014f2. N.koMml""'tlo

bet

~i

'a 0,9

s' .. 0'" 1.00

1,4 1,9 4,0

1.20 2.70

Temeljenje

0,7 1,2

*sr=O,05 Or ""granicna vrijednost Sa Iinearnom imerpolacijom

Speeijicno trenje i adhezija na obimu sipa Tabela 30.13.

~

192

MN/m2)

0.5

0.2 s 0.3s LOs

0.65

. 'DIN 401412 .'.

<5 5 do 10

Odo2 2do 5

>5 0<102 10 do 15

2 do 7.5

>15

o do 2 2 <1010 >10

Adhezija flU povrsini obtJl1ll sipn!'m (MN/m2)

<1),025 0,025 <10 0,1 0,\ do 0,2

0,025 do 0,04 0,04 do 0,05

o

1-_____+ __-i'>7',;:,5';-_ _+_---'7__"'i 0

'.

t>. K;o.~~~~.~~~~!~12r,:",·',: 0,03 0,05 0

~:~~~

".

XO

o

*Za Cu do 0,1 MN/nll1lOqu se primijeniti tcstovi sa krihlOUl sondom" prcko 0.1 MN/ll1 prhl~el~ujc se tnonouksijulni opit cvrstoce na pritisak.

0,06 0.10

Specificna nosivost - trenje na obimu sipa (T m) data je u tabeli 30.13. shodno DIN normi 4014/2 i 4014/3. Vrijednosti u ovoj tabeli (tab.30.l3.) za nekoherentno tlo vaze za slijeganje sipa s>2cm. Za 02cm, a za s=l,Ocm, 7: m =0,015 MN/m\

Temeljenje

193

X Duboko-illdirektllO temeijellje 30. Teme/jenje lIa ,Npovima

30_6. 52 Formule za proracun nosivosti sipa

Navtavak tabele -W 14

lskustvene formule za proracun nosivosti sipa

Qf =

7.

Tabela3014

RED.

FORMULA

Ble

Q =Wm·h I.

f

S+c

(Faktor sigurnosti F,=6,O)

Q=Em·Ht; 2.

S+c

f

(F,=4,0-6,O)

Q == h·EW m m S+C

j 3.

. Wm +n2Ws Wm+W, (F,=4,0-6,0)

ZNACENJE OZNAKA Wm-tezina malja(kN) h-visina pada malja S-prodiranje sipa pri jednom lidaru (m) C=0,0254m (I in) za padajuci malj C-0,OO2S4m, za parni malj Em-stupanj korisnog djelovanja malja -jedno i dvostepeno djelovanje cekica Em=0,7-0,85 -dizel cekic Em=0,8-0,9 -padajuci eekic E,n=O,7-0,9 HE-energija cekica (kNm) postoji u prospektirna slroja SiCkaopod L W,-tezina sipa (kN) n - koeficijent vodenja -celicni malj i betonski sip (bez kape): n=0,4-0,5 -drveni podmetac na eelicni sip:n=O,3-0,4 -drveni sipovi: n=0,25-0,3 -C=O,00254m (0, I in) -ostala znacenja kao pod J i 2.

Engineering News Record(ENR) (Braja,1995).

S+C

4.

(F,=6)

Wm +n2W" Wm+W,

5.

En,·H<: E",·Hli,D

= -r=:==~"==

s+

2A,E"

(F,=3-6) 6.

W,,~Ws S (Wm +W,Y

Qr = h

(F,=4-5)

=

h -ho

Wm +WS

S

(F,=3-4)

Q f

9.

+

ENR (Braja, 1995).

Es-modul elasticnosti sipa (kN/m2) A.s-povrsina presjeka sipa (m 2) D-duzina -
Oznake kao u prelhodnirn obrascima. ho-visina pada malja pri kojoj se sip ne pomjera. Dobije se probanjem 2-3 vi sine pada malia.

Hileyev (Hailliev) Obnl7.aC, koristi se u Engleskoj i Arnerici (Kostic,1968).

D-duzina sipa As-povrsina presjeka sipa Es-moduJ elasticnosti rnatcrijaJa sipa OstaJc oznake kao i prije.

Redlenbacher-ov obraz.'lc, koristi se u Belgiji (Kostic, 1968)

E·As

=_.1'_'-[-S+

D

s' +

1

2Dw.;·h Es' As{Wm+ Ws ) (F,=3-4)

.~

W ·k

10.

Qj

modifikovana ENR (Braja, 1995).

Michigan State Highway Commission, 1965.

(F,=6)

Qf

Q[

8.

W2m

= l~W§

Oznake kao i prije.

Danska formula (Braja,] 995).

Brixova jednadzba (Kostic,1968).

Primjenjuje se u Francuskoj

I

ll.

-(

1+

4 W;"h W", + O,2W,

/lA,

S

W;" +W,

-lJ

n-koeficijent koji zavisi od sipa i podmetaca. n=I,OMN/m2 -za drvene sipove pobijenc bez podmetaca; n=0,8MN/m2-sa podmetacem; n= l.5MN/m2 za a.b. sipove pobijcne sa hraSlovim podrnetacem; n= J ,OMN/m2 -sa pod meta cern odjute

Gersevanov obrazac. Primjenjuje se u Rusiji (Kostic, 1968).

30.6.6. NOSIVOST SIPA TEMELJENOG NA STIJENSKOM MASIVU

Proracun granicne - speeificne nosivosti sipa (qf) ovisi zabijen iii busen na lieu mjesta.

0

tome da Ii je sip

1) Zabijeni Sipovi temeljeni na stijenskom masivu zabijaju se u stijenski masiv koliko je moguce da bi se dobila maksimalna nosivost sipa. U cvrstim stijenskim masivima beznacajna je penetraeija u stijenski masiv. U ovakvim 194

Tell1eljenje

I I

Q =A,n. f 2 Oznake i veJicine kao pod 3. C=0,00254 (m)

Holandski obrazac (Kostic, I 968).

Kao u prethodnim izrazirna

S(Wm +WS)

AUTORIINSTITUCIJA

Q _1,25H£ J

hW:

Temeljenje

195

I

X Duboko-indirektllo lellle/jellje

30. Temeljellje na Jipovima

slucajevima nosivost sipa vezana je cvrstocom mjesta-rova oslanjanja vrha sipa kao stupa. Kada se sip zabija kroz glinu iIi sljunak do cvrste stijene, proracun granicne nosivosti vrsi se na sigurnosno opterecenje materijala sipa u tacki minimalnog presjeka. Sipovi zabijeni u slabiji stijenski masiv racunaju se na nosenje trenjem po obimu sipa i na otpornost vrha sipa. Meoutim, prilikom zabijanja slabiji stijenski masiv se razbija i ostecuje, te je trenje po obimu sipa moguce uzeti ne vise nego kao daje sredina od rastresitog do srednje zbijenog sljunka. Nosivost vrha sipa u stijenskom masivu sa otvorenim ili glinom zapunjenim pukotinama ne moze biti veca od jednoaksijalne cvrstoce na pritisak sa nesprijecenim bocnim sirenjem intaktnog masiva. Ako su pukotine siroke (vece od 60cm), iii su cvrsto zatvorene i ostaju zatvorene nakon zabijanja sipa, kriticno specificno opterecenje (qf) moze se proracunati iz izraza (Tomlinson i Boorman, 1995): (30.68.) gdjeje:

N'fJ =tg 2 (45° +cpI2); qu,f -

jednoaksijalna cvrstoca na pritisak masiva, CIJe su orijentacione vrijednosti date u tabeli 30.15. prema BS 5930.

Jednoaksijalne cvrstoce na pritisak kamena Tabela 30.15, JEDNOAKSIJALNAC:VRsTOCA NAPRlTISAK qu.f (MN/m) VRLO SLAB, . _, , . . . .. ispod 1.25 SLAB (KRHAK) ...... .1,25-5,0 SREDNJE SLAB ....... 5,0-12,5 SREDNJE CVRST ..... 12,5-50,0 C:VRST ............ _. 50,0-100,0 VRLO CVRST _......... 100,0-200,0 EKSTREMNO CVRST. .preko 200

.. Gdje je 1110guce ustanoviti parametre cvstoce na smicanje (c i cp) ispuca10g stlJenskog mas iva u laboratoriji na velikim uzorcima iii "in situ" kriticno opterecenje na vrhu sipa moze se dobiti iz poznatog izraza Qedn. 30.14.Kulhawy i Goodman, 1980):

qj =

C•

N (' + Y . D . N q + 0'5 . Y . B . N r'

B-sirina baze; D-dubina sipa baze ispod povrsine stijenskog masiva; y-efektivna jedinicna tezina stijenskog mas iva; Nc , Ny i Nq - faktori nosivosti ovisni 0 ugiu smicanja
(30.69.)

gdje je:

gdje je:

c- kohezija stijenskog masiva; l%--------------------~~~-----------------­

Temeijellje

Temeljellje

197

30. Temeljellje na .fipovima

X Duboko-indirektno temeljellje

redukcioni faktor u busotini stijenskog masiva ovisan 0 cvrstoci na pritisak sa nesprijecenim bocnim sirenjem quf (sl. 30.43.-a); korelacioni faktor u ovisnosti 0 diskontinuitetima u stijenskom rnasivu i faktoru koncentracije (masivnosti - j) (s1. 30.43.-b);

(X-

13Em ]. = -E

odnos modula deformacija "in situ" i u laboratoriji na uzorku-

j

intakt stijene.

@

Pojedinacna slijeganja prezentirat ce se koristenjem: (Boussinesqove) teorije (Nonveiller, 1981), fundamentalnih principa mehanike materijala, te slicnosti sa slijeganjem plitkih temelja (Braja, 1995; Tomlinson i Boorman, 1995). 1)

Definisanje slijeganja So. Prirast napona (ll. jaoz ) od pojedinacnih sila (Ll jQoz), koji se preko obima sipa prenosi putem odsjecka sipa (LlD j) na tlo, moze se proracunati iz Busineskove jednadzbe (12.30.), a prema slici 30.44.b,c: (30.72.)

@ 1.0 r - - , - - - . - - - r - - - - - - - - " , . , 2 5

fo=.L,B-quf

VRIJEDNOST

0.8 r-.--..,.-t----+------l

gdje je:

ta

Busineskov koeficijent raspodjeJe napona za ravnomjemo opterecenje u bazi sipa Gedn.12.31.); ron - je redukcioni faktor dubine poluprostora opterecenog silama u dubini D ispod povrsine terena (dijagram na slici 30.44.-d). JNBZ -

z

Sve sile od i=O do i=n (ll. iQO) daju prirast napona (Ll zao) od:

o U

n

"'" ~

w

'"o

O~~~~-L-L~~--L-LC~ • 1. • 10 100

t..

....

'"

5

9

= It..

iaOZ .

(30.73.)

i=O

;5

NESPRIJECENA CVRSTOCA NA PRITISAK 'luf(kN/m2)

za o

Ukupno slijeganje u bazi si a (so) od sile na obodu sipa (Ll jao) bit ce:

If)

W .<.)

0.8

1.0

=>

T-D

S1.30.43.

Redukciani laktar (~ avisan a cvrstoCi na pritisak intakt stfiene (qui) (a). te korelacioni laktor (fJ) ovisan 0 ucestalosti diskontinuiteta po n/ (b).

So

Temeljellje

. U(..

=(~)~(1-V2 Yo O·D M

(30.75.)

t

gdjeje:

198----------------------~~~-------------------­

A_

(30.74.) z=o zM v Slijeganje baze sipa izazvano silama trenja po obodu sipa (so) moze se izraziti slicno sIijeganju plitkih temelja (jedn. 26.20.). tj. kao (Braja, 1995):

30.7. SLIJEGANJE POJEDINACNOG SIPA Postoji vise naCina i izraza u literaturi za proracun slijeganja sipa. U osnovi, sIijeganje sipaje rezultat deformacija tla i sipa koje nastaje zbog: ~ slijeganja tia ispod baze sipa prouzrokovano dijelom sile koju sip prenosi preko obima sipa na tl0 (so); ~ slijeganja tla ispod vrha sipa, radi povecanih napona, koje sip prenosi preko svoje baze na do (s,); ~ elasticnih deformacija sipa, cime nastaje njegovo skracenje (S5)' Ukupno slijeganje glave sipa (s) moze se izraziti opstim izrazom: (30.71.) S = So + Sv + Sf .

A

_ "\:'L.l.·za o

So - L..J

o - obim sipa; d - promjer iIi sirina (B) sipa; M[-modul deformacija tla ispod baze sipa;

'0

=

2+0,35/5 (Vesic, J977)-empirijski odnos;

Vesic (1977), predlaZe jednostavan empirijski izraz za slijeganje So: Qo'Co So = (30.76.)

D'qv

Temeljenje

199

X Duboko·illdirekmo temeljellje

30. Temeljenje

2)

gdjeje:

Co =(0,93 + 0,16~%

)Cv -empirijska konstanta;

Cv- koeficijenat ovisan 0 vrsti tla (tabela 30.16.); qv- granicnajedinicna otpornost sipa ispod njegove baze.

REDUKCIONI FAKTOR DUBINE WD

I

0.2

0.3 r-

: I~1°.6

JL 0.5 I V@) U6

Sc

a

25

9

~1

'{/L IL

b

-- --

~

- .. -

r- r-

-r- r-

'JJ.

VI

{j rL

!1'1

'--

I, I

VI. r-O ONOS

alb

9 lIZ ~25 ,

o.1~t~ 0

t2l

--- ~ -:mJJIL

-

100

I

J

I

SI.30.44. Optereceni sip sa silama, sa prirastom napona ispod haze sipa (zO",) zbog sile Qv (a), raspodjela site Q na silu po obimu (Qo) i vrhu (Qv) sipa (b), prirast napona (zO"o) ispod baze sipa, kojemuje uzrok sila na obimu (Qo) sipa (c), te dijagram za redukcioni dubinski Jaktor (wv), koji predstavlja odnos izmeau korekcionog slijeganja na dubini D (sv) i proracunatog slijeganja (so) temelja na povrsini terenapreflUl Foxu, 1948. (d).

Ukupno slijeganje baze sipa izazvano pojedinacnim silama trenja na obodu sipa (L1 iQO) moze se dobiti preko povrsine dijagrama dodatnih napona (Fo), (,1.

30.44.~), "obliku Gl:ol:ll'iof

Defmisanje slijeganja Sv' Koristenjem, takoder, Busineskove teorije za ravnomjerno opterecenje (qv) prema jednadibama 12.27.-12.31. i oznakarna na slici 30.44.-a, moze se napisati izraz za povecani napon (Nonveiller, 1981): (30.78.)

(zMv) shodno jednadzbi l3.18. u obliku: 1.0

rDeL

100

-- rti . ~ tt %-wo:':;o1, Il

D 0. 5 03 O.2

0.90

I I

1.0 0.9 l - f0.61O.7 - t-.

0.4

USO

('QI

0.4 1-0

0.7

U70

I

°01

1

060

,Npovil1lll

Slijeganje Sv koje prouzrokuje sila na bazi Sipa (Qv) moze se izraziti preko povecanog napona (~ z a v) i modela elasticnosti tla ispod vrha sipa

@ 050

Ila

(30,77,)

zM v 200--------------------------~Th-m-el~~-,y-·e------------------------

sv=~~zav.Az.

(30.79.) z=o zM v Modul stisljivosti tla (ZMv) dobije se lspltivanjem koherentnog tia u edometru (potpoglavlju 7.). Kod ovoga mora se uzeti u obzir uticaj poremecenog uzorka prekonsolidirane iIi normalno konsolidirane gline. Za koherentno tlo moze posluziti korelacija izmedu modula elasticnosti (E) i penetracionog otpora odredenog statickom iIi standardnom penetracionom sondom. (Poglavlje 9.). Slijeganje sipa (sv) usljed opterecenja na vrhu, moze se iskazati preko izraza za slijeganje plitkih temelja Gedn.26.16.-26.-21.): Sv

d =qv· - - - l( - v 2)if v ' M,

(30.80.)

gdje je: qv=QvfAv-opterecenje vrha sipa; d - dijametar iii sirina (B) sipa; Me modul deformacija tla, ispod vrha sipa; v- Poasonov (Poissonov) koeficijent za tlo (tabela 26.9.); I v- uticajni faktor, koji se u praksi koristi kao da je jednak a,. Gedn.26.20.), dat na dijagramu slike 26.3.-b. Vesic (1977) predlaie poluempirijski izraz za slijeganje Sv: Sv

Qv ,Cv

=,

(30.81.)

D'qv gdje je: qv- granicna otpornost sipa ispod njegovog vrha; Cv - empirijski koeficijent ovisan 0 vrsti tla (tabeJa 30.16.). Tipicne vrijednosti koeficijenta Cv(Vesic, 1977). Tahela 30.16.

Vrstatla . . . . . . P!iesak{gustdonezbijen) Glina(kiuta do mekana) Prasma{gllsta do nezb,ijena)

;zabijeni si!:>ovi ..::.

0,02-0,04 0,02-0,03

0,03 -0,05 Temeljenje

0,09 -0,18 0,03 -0,06 ! 0,09-0,12 201

X Duboko-illdireklllo temeljenje

30. Temeijellje

Slijeganje koje prouzrokuje sila na bazi sipa (sv), takoder, se moze proracunati iz povrsine dijagrama napona (Fv) ispod baze sipa (sl. 30.44.-a) i modul. detannacij. II., Gr"-B.Il.) 1;_/

Fv

Sv

3)

=--. zM v

(30.82.)

Ss

= ~[Q - L!:1

!:1D iQOJ .E ... ~. I

(30.83.)

SIS

gdjeje: iEs- modul elasticnosti materijala sipa; ;As- poprecni presjek sipa. Drugi naCin definisanja slijeganja S5 moguc -je koristenjem osnovnih principa mehanike materijala, uVaZavajuci da se materijal sipa ponasa elasticno, te je (Braja 1995): (30.84.) gdje je: Qy, Qo i D - kao u prija!lnjim izrazima; As - poprecni presjek sipa; Es - modul elasticnosti materijala sipa; <;- ovisi 0 raspodjeli jedinicnog trenja i za ravnomjernu iii parabolicnu raspodjelu iznosi: <;=0,5, a za trokutastu raspodjelu <;==0,67 (Vesic, 1977).

* Ukupno slijeganje sipa dobije se zbrajanjem navedenih pojedinacnih veliCina. Slieno navedenim izrazima, pojedini autori daju izraze za ukupno slijeganje glave sipa, koje se sastoji od elasticne deformacije sipa i elastoplasticnih deformacija tla iii stijenskog masiva is pod baze sipa, koristenjem izraza (Tomlinson i Boorman, 1995):

s

=

(Qo + 2Qv )D 2Ar oEs

gdje je: 202

Temelj<"l;e

.
AT i Ab - poprecni presjek busotine sipa i baze sipa; Es - modul elasticnosti materijala sipa; E t - modul deformacija tla iIi masiva;

v - Poissonov koeficijent za tlo;

Definisanje deformacija ss. Elasticno skracenje !lipa, koje prouzrokuje sila, !lto se postepeno smanjuje od glave do baze sipa, dobije se iz izraza (Nonveiller, 1981): i=n

110

rc Q v B(l- V

+-4Ab

E,

2

B - !lirina !lipa (iii d - promjer !lipa);

Ip - uticajni faktor odnosa DIE. Za Poissonov koeficijent od 0-0,25 i DIB>5, Ip se uzima 0,5, kada se posljednji izraz aproksimira sa O,5Q vlB.Et • Prvi clan predstavlja deformaciju sipa, odnosno ravnomjeran transfer opterecenja na bazu sipa. Medutim, distribucija nije ravnomjerna, jer se velik odnos sile prenosi trenjem u vece dubine.

30.8. IZVUANJE SIPOVA U TLU Ako je stup opterecen silom Q, u sredini koja se suprotstavlja bocnoj deformaciji (y), diferencijalna jednadzba elasticne linije moze se napisati u obliku (Nonveiller,1981): (30.86.) gdjeje: ~ - modul reakcije tla u horizontalnom smjeru (kN/m 3); B - sirina, odnosno promjer (d) sipa (m); E - modul elasticnosti (kN/m2); J - moment inercije (m4); Rjesenje ove jednadzbe po sili (Q) bit 6e: 2 2 ? rc EJ 1 k h dD Q = n- - - + -2- -2 1 D2 n rc gdje je: d - promjer !lipa; D - slobodna duzina izvijanja sipa; n - neodreden broj;

(30.87.)

2

~p '

(30.85)

1/:

EJ = Q _izvijanje vitkog stupa od elasticnog materijala prema Euleru

D2

E

(Ojleru). -------------------------~-------------------2m

Temeljellje

X Duboko·iudireklllo temeljellje

Uz uslov da je :

30. remei}ellje lIa Jipovima

a%(D / n) =0, dobije se

iz jednadzbe 30.87, kriticna

duzina izvijanja u obliku: (30.88.) a rninimalna sila izvijanja: 1min

Q

= 2~khdE] I·

(30.89.)

Mnogo autora eksperimentalno je ispitivalo silu izvijanja modela sipova da dobije vezu izmedu kohezije nedreniranog uzorka (c) i sile izvijanja (Q). Tako je Bergfelt (1957) ustanovio slijedeCi odnos ovih veliCina:

8<

Q

<10

-Jc·E·]

(30.90.)

gdje je kohezija (c) bila izmedu 4 i 20 kN/m2• Sila' Q bila je u granicama iz jednadzbe (30.90.) za 31 od 41 ispitanog model~, te se preporucuje upotreba ovoga izraza u praksi. Rezultati drugih autora ~klapaJu se u dato podrucje, izuzev vrlo male kohezije, kod koje je sila izvijanja Jednaka Eulerovoj sili (Nonveiller, 1981). Rezultati dosadasnjih ispitivanja slazu se sa empirijsko-teoretskim izrazom (jedn.30.90.) i potvrduju da relativno mala otpornost na s~ieanje tla (c) oko sipa znatno povecava silu izvijanja prema Eulerovoj sili slobodnog stupa. Nonveiller (1981) navodi primjer da se za idealizirani betonski sip dubine D==50,0 m, d==25 7 em, vit~osti D/d~200, &2.10 kN/m2, 1==1,9· W-4 m, dobila sila sloma izvijanjem, prema Jednadzbl (30.90.), ako je kohezija e=lO kN/m2, QF1950-1550 kN. Sila elasticnog izvijanja prema Eulerovom izrazu dobije se sarno 15 kN, iii oko 120 puta rnanje od dobivene vrijednosti za rninimalnu silu sloma sa kohezijom e==l0 2 kN/m • 1ednim od izraza za kriticnu nosivost (Qf) dobijena je vrijednost (e=lO 3 kN/m2;
30.9. NOSIVOST I SLUEGANJE GRUPE SIPOVA U ~ogo slucajeva, a posebno ispod temelja sa vecim opterecenjem, redovno se lzvode grupe sipova, u razlicitim vrstama tla, ispod temeljnih traka, iii 2~--------------------~~------------------Temeljenje

pojedinacnih temelja, sa razliCitim mogucnostima njihovog grupiranja (sl. 25.6.). Nadglavne armirano-betonske ploce izvode se, takoder, razlicitih oblika (sl. 30.18.), u ravni terena (sl. 25 ...6.-a,b), iznad nivoa vode (s1. 25.6.-c), ili ispod nivoa podzernne vode (s1. 25.6.-d). Sipovi u grupi izvode se vertikalni, iIi kosi (s1. 25.6.f) iii, sto je cest slucaj, kombinovani vertikalni i kosi (s1. 25.6.-e), radi prenosenja horizontalnih i kosih opterecenja. Kod velikih horizontal nih (iii kosih) opterecenja primjenjuju se kombinovano pritisnuti i zategnuti sipovi. Opcenito je nosivost veceg broja sipova u grupi manja od zbira nosivosti iz grupe kao pojedinacnih sipova. Ukoliko je grupa sipova rasporedena na manjem odstojanju, tada se nosivost sipova u grupi znatno smanjuje prema nosivosti koja bi se dobila za pojedinacne sipove. Sarno ako su sipovi oslonjeni na cvrstom nestisljivom sloju slijeganje grupe sipovajednako je pojedinacnom slijeganju sipa za isto opterecenje. S obzirom na razlicit tretman i proracun grupe sipova u odnosu na pojedinacne sipove, obrazlozit ee se njihovo ponasanje, dimenzioniranje i slijeganje u koherentnom i nekoherentnom tlu.

30.9.1. PONASAN]E GRUPE SIPOVA Ponasanje i determinisanje granicne nosivosti grupe Slpova je izuzetno komplikovano i jos uvijek nedovoljno razjasnjeno. Ukupna sila koju grupa sipova prenosi na tlo moze, u izvjesnim slucajevima, biti jednaka umnosku broja pojedinacnih sipova iz sile jednog sipa, ali je ta sila redovno manja. Samostalan sip prenosi djelujuce opterecenje, koje se rasprostire u praveu njegove osovine u t10, dijelom trenjem do baze, a dijelom preko same baze sipa, izazivajuci u tlu napone i deformaeije. Intenziteti i rasprostiranje napona oko sipa ovisi 0 vrsti tla. U slucaju slabe nosivosti tla iznad vrha sipa oslonjenog na cvrsto tIo, odnosno u slucaju negativnog trenja, sip ne nosi po omotacu trenjem, vee sarno svojim vrhom, kao oslonjen sip. Isto se desava i u slucaju poremecaja tla usljed zabijanja sipa, kada se tlo poslije zabijanja slijeze, te se raspodjela napona formira sarno ispod baze sipa. Kada su sipovi zabijeni n grupi blizu jedan drugom, intenzitet i raspodjela napona se mijenja i drugacija je nego kod pojedinacnih sipova. Polja napona sipova u grupi se preklapaju i superponiraju, cime se redueira njihova granicna nosivost i manja je od sume pojedinacnih sipova (sl. 30.4S.-a). Intenzitet i poJje napona ispod jednog sipa manji su nego ispod eijele grupe, u kojoj dolazi do ovih preklapanja i sumiranja pojedinacnih u zajednicke linije raspodjele napona (sl. 30.45.b i c). Zbog ovoga ee se, uz jednako opterecenje svakog sipa, vise slijegati eijela grupa sipova, nego sto bi se sIijegao jedan sip.

Temeijeflje

205

X Duboko·illdirektllo femeljenje

30. Temeljellje

Promjene napona ispod jednog sipa i grupe sipova, kao i ispod plitkog temeijenja, kratkih i dubokih sipova ilustrirane su na slici 30.46.

@ a

a

a

a

IlU

.fipovimu

sJijeganje, a moze se smanjiti i moe nosenja sipova. Ovo se desava zbog toga jer je tlo osjetljivo na poremecaje, koja se izazivaju zabijanjem sipova. Medutim, kod duboke grupe sipova naponi se transfonnisu u dublje i manje stisljivo tlo, a konzenkventno ovome nastaje i manje slijeganje konstrukcije (s1. 30.46.-e).

Q

@

@

@

®

®

n·a o

o

I

a-a

/":----t--- ,\'

--=r--

.. I

I

I

j

=Ol:T.!lUI1l1UJlIlll1.Ul1JU1InOlJlrmn".:

IVA

STlSLJIVA U DUBINI GLlNA

(-{~l

\~>

" ---t--- /

ONTURE VERTIKALNIH NAPON~ •...,~----'

S1.30.45. Raspodjela napona oko sipova, u ravni, i ispod baze sipova: preklapanje linija napona oka dva sipa (a), napon ispod bazejednog sipa (b) i raspodjela napona ispod grupe .~ipova sa jednakim silama opterecenja (c), gdje je (1) i (2) raspodjela Ilapona sipova 1. i 2., a (1)+(2) je njihova sumarna raspodjela napona u bazi sipova.

Promjena napona ispod pojedinacnog sipa odigrava se u relativno ogranicenom poluprostoru tla oko i/ili ispod sipa, pa se i slijeganje prostire u uiem podrucju, sto svakako ovisi 0 karakteristikama t1a (s1. 30.46,-a). Kod sipova u grupi raspodjeJa napona prostire se na veci poluprostor j obicno dolazi do superpozicije napona po dubini, tako da se i slijeganje odvija na znatnom vecem podrucju (sL 30.46.-b). lz ovoga slijedi da nosivost grupe sipova moZe biti znatno manja od sume nosivosti pojedinacnih sipova, takoder slijeganje je vece kod grupe sipova nego kod pojedinacnih sipova, pod istim opterecenjem, sto ovisi 0 karakteristikama tla. U stisljivoj glini grupe sipova mogu imati povoljne i nepovoljne uticaje na raspodjelu napona u tlu i slijeganje. Uporedivanjem plitkog temeljenja (sl. 30.46.c) sa temeljenjem na kratkim sipovima (s1. 30.46.-d), vidljivo je da u ovim uslovima kratki sipovi su losije Ijesenje, nego one bez njih. Prakticki, u oba slucaja obuhvacen je isti volumen stisljivog sloja sa istim naponima. Ustvari, grupa kratkih sipova moze pokazati veca slijeganja, nego plitko temeljenje za vrijeme rekonsolidacije tla. U ovome slucaju temeljenje sa kratkom grupom sipova je skuplje, a u izvjesnim slucajevima moze biti i stetno. Zabijanje kratkih sipova u tlu, cija stisljivost je veca u dubljim slojevima, stetno je, jer se njima povecava 206

ST

DO~ANJE

Te1l1eljellje

SI.30.46. Promjena venikalnih napona ispod: samostalnog sipa (a) i grupe sipova (b), te uporedba distribucije napona ispod plitkog temelja, bez .fipova (c), sa kratkim (d) i dubokim sipovima (e), u mehko stis/jivoj glini, koja postaje CvrSca i manje stis/jiva sa povecanjem dubine.

Procjenjuje se da su problemi stabilnosti grupe sipova u: (i) sposobnosti tia oko sipova, i ispod bloka grupe sipova da se odupru ukupnom opterecenju konstrukcije, i u (ii) efektu konsolidacije tla za razmatranu dubinu ispod grupe sipova. Pojedinacni sipovi, ovisno 0 nacinu ugradnje, tj. da Ii su zabijeni, buseni iIi radeni pomocu pritiska vode, izlozeni su manjem uticaju ovih dvaju problema. Ovo je zbog toga sto je kod pojedinacnog sipa zona djelovanja tla izazvana metodom ugradnje sipa vrlo mala, u odnosu na vrlo veliku masu tla koja utjece na prenos vertikalnog opterecenja na tlo putem sipova u grupi. Saglasno determinisanju granicne nosivosii sipova u grupi i procjene neposredne konsolidacije slijeganjem grupe sipova. pretpostavlja se da je djelovanje povrsine sipova slicHO kao kod plitkog sanducastog temeljenja i ovisno je 0 stepenu fleksibilnosti, odnosno krutosti nadglavnog sistema i same konstrukcije. Pretpostavlja se prenos opterecenja putem trenja grupe sipova na tl0 pod uglom 1:4 od vertikale, kako je to prikazano za neke slucajeve na slici 30.47. Zabijanjem sipova u nekoherentno tlo dovoljne stisljivosti, tlo se oko sipova sabija do najmanjeg odstojanja od tri dijametra sipa (3d). Na ovaj nacin se dobije velika zbijenost tla izmedu sipova pa se sipovi sa tlom izmedu njih ponasaju kao jedna cjelina. Tada se pod opterecenjem od konstrukcije javJja trenje izmedu grupe ovih sipova i okolnog tla izvan grupe sipova. Ovo trenje predstavlja nosivost ------------------------------=n->m-e~lj-el~ije---------------------------

207

30. Temeljeflje Ill! Jipoviml!

X Duboko-illdirektflo Icmeljmje

ove grupe sipova trenjem pO omotacu (fo). Ovo trenje grupe sipova pO omotacu sabrano sa nosivoscu sipova ispod njihove baze daje ukupnu nosivost grupe sipova. Zbog sabijanja t1a zabijanje sipova vrsi se od sredine prema vani u svim pravcima.

@

@

@

Qv

~ . '-'~. ''--- ~

SI.30,47,

1

I

S TlJENSKI MASIV

Prenos opterecerlja na tlo sa grupe sipova: grupa sipova u flu koji se opiru uglavnom trenjem (a), grupa sipova zabijena kroz mehke gline do kombinovanog fla od gusto zbijenog granuliranog materijala, koje nosi trerljem i na bazi sipa (b) i g rupa sipova oslonjena na nestis!jivi kruti sloj tla (c), (Tomlinson i Boorman, 1995)_

Prema britanskim standardima zahtijeva se minimalni osovinski razmak sipova ne manje od obima sipa iii kod okruglih sipova minimum tri promjera sipa. Kod busenih sipova bsovinski razmaci mogu biti tolerantniji, Za mnoge inzenjerske konstrukcije, primijenjeno opterecenje na grupu sipova racuna se sa slijeganjem prije nego na nosivost grupe sipova, podijeljenih sa faktorom sigumosti 2 iii 3 (Fs=2 iii 3). Ima slucajeva da u nekoherentnom tlu sabijenost tla dobivena zabijanjem sipova popusta u toku vremena usljed premjestanja cestica tla, Zbog ovoga treba biti obazriv kod uzimanja u racun trenja po zajednickom omotacu grupe sipova. Efekat zabijanja sipova u koherentno 110 (glina i prasina) je razliCit od zabijanja sipova u nekoherentno tlo. Sipovi zabijeni iIi buseni u grupi u osjetljive glille prouzrokuju poremecaje u tlu, sto dovodi i do izdizanja tla kod zabijenih sipova. S vremenom rekonsolidovano tlo vraca se na originalnu osnovnu cvrstocu na smicanje. Ova rekonsolidacija tla prouzrokuje povlacenje sipa prema dolje, a ovaj efekat je obicno malen kod zabijenih, a bez uticaja kod busenih sipova, Za nosivost grupe sipova trenjem po omotacu u koherentnom tlu vafna su, dakle, dva elementa:(i) slijeganje tla oko sipova i (ii) "negativno trenje" sa prekonsolidacijom tla koje se prouzrokuje slijeganjem tla. Slijeganje je posljedica 208

Temeljellje

konsolidacije dajli zabijanja sipova i potresa, koji se ovim izazivaju. Smatra se da je tlo poremeceno na jednoj polovici sirine sipa izvan obima povrsine sipa, sto treba kod proracuna uzeti u obzir. Sipovi u koherentnom tlu generaino djeluju trenjem, zbog cega odstojanje centara sipova ne smije biti manje od obima sipa koje se predlafe britanskim standardom. U praksi se uzima udaljenost centara 2,5d, a obicno 3,O-3,5d (Braja, 1995). Ovakve promjene u tlu smanjuju velicinu trenja izmedu sipova i tla. Slijeganjem t1a oko sipova izaziva se "negativno trenje", koje je narocito opasno za nosivost sipova zabijenih u glinovito stisljivo tlo, u kojem sipovi leze na vrhovima. U ovome slucaju mogu se sipovi ponasati kao "plivajuci sipovi". Ovo nastupa zbog toga sto ovakvi sipovi uglavnom nose trenjem po omotacu, koje se na ovaj nacin potpuno izgubi i nastupaju velika slijeganja. Za opterecenja upravna na os sipa veca je nosivost jednog sipa u grupi nego nosivost pojedinacnog sipa. Ovo dolazi zbog vece zbijenosti tia izmedu sipova i mogucnosti prenosenja opterecenja na tIo uklijestenog izmedu sipova. Isto tako, manjije nepovoljni uticaj ekscentricnog opterecenja na grupu sipova nego na pojedinacan sip. Razumljivo je da je i stabilnost temelja veca kod vece grupe sipova, a posebno kod stabilnosti pojedinacnog sipa, pri istom opterecenju za svaki sip.

30.9.2. NOSIVOST GRUPE SIPOVA Kao sto je u prethodnoj tacki navedeno, ukupna sila grupe sipova (Qg) moze biti jednaka umnosku broja sipova (n.m) i sile jednog sipa (Qs), ali je obicno manja. Da bi ukupni dio sile na obimu grupe sipova bio jednak zbroju otpora sila na obimu svih sipova, mora biti zadovoljen uslov (s1.30.48.-a): (30,91.) gdjeje: B i L - sirina, odnosno duzina grupe sipova; Ddubina sipova; m i nbroj sipova u svakom redu i broj redova u grupi sipova; Ao povrsilla obima jednog sipa u nosecem sloju, Ukupna povrsina obima grupe sipova (gAo) rasporedenih na odstojanjima (l) prema slici 30.48,-a bit ce: gAo = 2(m+n- 2).[· D. (30.92.) Po pola obima sipova na krajevima grupe sipova se zanemaruje, Ukupna sila koju grupa sip ova moze prenijeti po svome obimu bit ce: Qg = g An! , (30,93.) Temeljellje

209

X Duboko-illdireklllo It!melje/lje

30. Temeljellje Ila .fipovima

a ukupna sila koju pojedinacni sipovi promjera d prenose otporom na obimu sipa iznosi:

LQs =m·n·d·n ·D· f-

U literaturi postoje i drugi izrazi za koeficijent redukcije (11), kao sto je npLizraz Converse-Labarre (Chellis, 1961):

(30.94.)

1]

T- QI I

I

,tl I~ J

Wp Wt

1

[(n-l}n+(m-l}l]lfI, 90m·n

i=O

I

I ,

It,I

V'

) LI

gdjeje: n,m,d i I, kao u prijasnjim izrazima; Qg- ukupna sila grupe sipova; Qi- sila pojedinacnih sipova, odredena proracullom dopustene sile;

lJf

= tg (d / I) - ugao u stepenima. -I

Konacnu silu sloma za grupu sipova mozemo proracunati kao i za masivni temelj jednake osnove (Terzaghi i Peck, 1967), sematski prikazane na slici 30.48.-

b. SL30A8. Osnova grupe Jipova (BxL), dijametra d, dubine Dina razmllku lis (a), te Jema dubokog temelja na grupi sipova (b).

(30.95.) Za slucaj 1]=1,0 dobiva se minimalni razmak ([min) izmedu si ova u obliku:

Zmin

m·n·d·n m·n ) = 1,57 d. 2m+n-2 m+n-2

= (

(30.96.)

Ovakav proracun moguce je provesti i za drugaciji raspored sipova u grupi. Kada su sipovi oslonjeni na cvrstu podlogu, sila grupe sipova jednaka je zbiru sila u svim pojedinacnim sipovima. Ni u ovome slucaju razmak izmedu sipova ne smije biti manji od l =2d (sL30.48.-a). U proracunu se mogu ukljuciti i polovice sipova na uglovima grupe sipova, te bijednadzba30.95. poprimila oblik:

_ Qg

_ 2(m+n -2)Z +4d

1] - ~ -

.L.J Qs

210

m· n . d . n

Temeljenje

(30.97.)

Ukupna sila koja djeluje na tlo u bazi grupe sipova (Qu) moZe se odrediti iz

izraza:

gdje je: Wp- tezina temeljne ploce; W t- tezina zapremine tla i sipova ispod temelja, do baze grupe sipova; j, - otpor na obimu bloka grupe sipova; Fs- koeficijent sigumosti za trenje na obimu sipova, koji se odabira nisko, izmedu 1,1 iI,S. Napon sloma tla (qr) u dubini (D) ispod sipova racuna se kao za duboki temelj (jedn. 14_57.), uz faktore nosivosti N c , N q i Ny iz dijagrama 14.14. i sa koeficijentom f iz tabele 14.6. Na osnovu napona sloma izracuna se koeficijent sigurnosti (Fs) protiv sloma tla ispod baze sipova:

Fs =qj

BtLt

Q.'

(30.100.)

Koeficijent sigumosti za slom tla ispod baze sipova ne smije biti manji od 2,5 do 3,0, a mora biti veci ako su podaci 0 tlu nepouzdani. U literaturi postoje i izrazi za granicnu nosivost grupe sipova, tretirajuci ih kao blok, sa cvrstocom na smicanje po obimu i ispod grupe sipova. Granicna ukupna nosivost (uQf) U ovome slucaju izraZava se u obliku (Tomlinson i Boorman, 1995): Temeljellje

211

X Duboko·illdireklno temeljellje

30. Temeljenje na .vipovima

lu QJ = 2D(B + L)c + 1,3· c· Nc . B· LI,

(30.101.)

gdje je: D, B i L, kao u jedn. 30.91.; C - srednja kohezija glinovitog tla oko grupe sipova; c - kohezija glinovitog tla ispod grupe sipova; Nc - faktor nosivosti kohezije, koja se dobije iz Brinch Hansenovih dijagrama nosivosti tla. Mnogi autori uporedivali su rezultate ispitivanja "in situ", iIi u laboratoriji, sa teoretskom velicinom koeficijenta grupnog djelovanja (11) dobivenog prema izrazima 30.97. i 30.98. Brand i dr. (1972) ispitivali su "in situ" grupu sipova u glini, bez nadglavne konstrukcije i sa njom i uporedili dobiveni koeficijent grupe (11) sa teoretski dobivenim prema jednadzbi 30.98.(sI.30.49.-a). Iz provedenog ispitivanja vidljivo je da je 11> 1 za odnos l/dC2 i da je ovaj odnos veci kod sipova sa nadglavnom konstrukcijom.

~ ~

t4

-

N

·O=6.0m 2 ·d=15.0cm

~w

t

d

t1

~

to

~

.--f-----
... ~ OB g 0.7 w

V 1

5

..-

CD

09

o "" Oli

C2J

/' ,/

3

---

-

I

~

'"

ZBIJENI PIJESAK

r--Ti -

4

'--'

6

0

~

4

'\ 5

6

OONOS tid

OONOS lid

S1.30.49. Promjena grupnog koeficijenta (1]) 0 odnosu l/d (razmakl promjer) za glinu (a) i to: Converse - Labarre - jedn.30.98. (/J, slobodno stojeca grupa (2) i grupa sipova sa nadglavnom kapom (3) (Brand i dr., 1972), te rezultati modelskog ispitiVllflja grupnog koejicijenta u zbijenom pijesku (b). (Braja,J995).

Laboratorijska ispitivanja grupe sip ova u pijesku ukazuju da je koeficijent grupe (11) veei od jedan (sI.30.49.-b). Razlog ovome je zbijanje pijeska za vrijeme zabijanja sipova (Braja, 1995). Lin i dr. (1985) ispitali su "in situ" 58 sipova u grupi j 23 pojedinacna sipa u pijesku .(Braja, 1995). Na sliei 30.50. prikazani su rezultati grupe sipova 3x3 sa nisko (a) i visoko (b) postavljenom nadglavnom plocom u ovisnosti od slijeganja (5) sa srednjim otporom trenja (fs).

~

:0 40

~ 40


~

:z

:z ~ 30

~ 30

Tel1leJjenje

l-

: 000

I-

~ 20

W

u. w

o

~

GRUPA SIPOVA _._ POJEDINACNI SIPOVI

I

:

'".,_

~

o

3d

if

02} a

~rUPQ

A

sipova

3 4 a6

... pojedinacni sipovi

W

0::
30

20

10

10

z

I

o

I

~ 20

15~~~~

u..

w

o

:z o w

Z

I ~.~i;Ij

~

'" 10 .,

I-

:mlJ)"tlI-

:z

o

40

10

.(mm)

20 30 SUJEGANJE s(mm)

40

Iz ovih ispitivanja moze se zakljuciti: a) Za zabijenu grupu sipova u pjescanom tlu I 23d moze se uzeti daje Qg="LQ" sto ukljucuje trenje po obimu j nosivost u bazi pojedinacnih sipova. b) Kod busene grupe sipova u pijesku sa konvencionalnim odstojanjem (1 =3d), Qg moze se uzeti da iznosi 2/3-3/4 od "LQs, sto ukljucuje trenje po obimu i nosivost u bazi samostalnih sipova. Grupa sipova u glini moze se definisati ina slijedeci nacin:

L,Q s =n'm(Qo +Qv)'

(30.102.)

a izjednadzbe 30.49. nosivost po obodu sipa (Qo) j izjednadzbe 30.28. nosivost u bazi sipa (Qv) je:

Qo.L..J = '" a . c u . 0 ./1z'

Q -9·c ·A 11

-

U

11'

te je ukupna sila p~iedinacnih SiPO[V~

}

(30.103.)

]

'" . .L..ti Q.S =n·m "'a·c .L..J u ·O·/1z+9·c·A u V ;=1

212

-

'"E

E

D/d=18 d=25cm

Sl.30.50. Ponasanje grupe sipova sa nisko (a) i visoko (b) postavljenom nadgiavnom plocom u ovisnosti srednjeg koeficjjenta trenja (is) i slijeganja (s) (Lin i dr.,1985).

I

2 O=406mm od=2S.4mm ,i.sROJ SIPOVA U GRUPI=4 (2x2)

pje,cano Ho 50

SlIJEGANJE

@

'GUNA

konO Cn9 . v opterecenje

:z

'"

t3 .VELlCINA GRUPE 2x 2

!

pjescano UD d=2Scm

_ 50

'"

@

@

@

(30.104.)

I

Temeljellje

213

30. Temeljcnje

X Duboko-indirektno temeljenje

110

.fipovimo

Prirast napona u dubini z ispod baze sipa K usljed opterecenja silama

Nosivost grupe sipova bit ce:

(iQ~) na bazi sipova od L=! do N dobit ce se iz izraza Gedn.12.27.-12.3J., te

(30.105.)

jedn.30.78.):

Grupni koefieijent (n) uzima se prema izrazima 30.97. iIi 30.98., iIi se, ovisno 0 vrsti tla, uzima n=l, odnosno n=213 - 3/4.

(30.107.) U ovome izrazu je: i

30.9.3. SLIJEGANJE GRUPE SIPOVA

baze sipova, a

Proracun sIijeganja temelja na grUpl Slpova je znatno slozeniji nego proracun slijeganja temelja direktno oslonjenih na tlo u malim dubinama. Proracun se zasniva, u osnovi, na slijeganju pojedinacnih sipova (tacka 30.7.) iIi na slijeganju plitkih temelja. Ukupna sila koju moze preuzeti grupa sipova najcesce se bazira na slijeganju grupe sipova, a ovo je ujedno i ukupno slijeganje temelja konstrukeije. Ono nastaje kao rezultat: (i) elasticne deformacije-skracenja sipova i (ii) slijeganja tia ispod baze grupe sipova. Sile koje grupe sipova prenose preko obima (Qo) i vrha (Qv) sipova izazivaju napone u tlu ispod baze sipova kao i njihovo slijeganje. Na slid 30.44. sematski je prikazana raspodjela napona ispod vrha sipa prouzrokovana silom na obimu (sI.30.44.-e) i vrhu (sI.30.44.-a) sipa. Za svaki inkrement sipa duzine LiDi=D/n, u tacki i nademo prirast sile na obimu dijela sipa (t. iQO), iz dijagrama sila otpora tla po obimu sip a (zQo). Pretpostavljamo da inkrementna sila (t. iQO) djeluje u polovici visine dijela sipa, za koju izracunamo dodatni napon u dubini z (t. zGo) ispod baze sipa pomocu Bousinesqove jednadzbe Gedn. 12. 30.). Ovaj dio sile izaziva rast napona ispod svih drugih sipova u grupi (od 1...K. .. L. .. do N), koji se racunaju takoder po Bousinesqovom rjesenju. L

Prirast napona u dubini z ispod baze sipa K, zbog utieaja dijela sile t. j Qo na obimu svih sipova L=] do N, dobit ce se izjednadzbe (12.30.) u obliku:

(30.106.) gdje je: i

N~z -Bousineqov koefieijent raspodjele napona Gedn.12.30.), u dubini z,

(Dj-

214

ispod baze sip a K zbog opterecenja silom Ll i Q~ , na dubini sipa i, a na sipu L, kao ujednadzbi 30.72. (iWD).

Temeljellje

N~z - koefieijent raspodjeJe napona od sipa L, pod sipom K, u dubini z ispod

q; opterecenje Ila vrhu sipa L.

Slijeganje baze si a K bit ce sI.30.44.):

s: = L fl. T-D

(J K 0

+ fl.

(J K

v Llz (30.108.) zM v a ukupno slijeganje glave sipa K, ukljucujuci i elasticno skracenje sipa Gedn.30.83.), bit ce: z

z

z=o

ISK = S: +

s:l.

(30.109.)

Dobiveni izrazi se mogu jednostavno program irati za racunarsku obradu podataka, sto se automatski dobiva slijeganjem svake glave sipa u grupi. Za praksu je dovoljno tacno ako se sIijeganje racuna sa opterecenjem temelja u ravni vrhova sipova. Ako je grupa sipova povezana krutom plocom iIi objektom, slijeganje se racuna u karakteristicnim tackama za silu koja se prenese na vrhove sipova, a po teoriji stisljivosti, slijeganja i konsolidac~je temelja. Kada su sipovi povezani krutom nadglavnom konstrukcijom, temelj ce se jednako slijegati u svim tackama. Zbog ovoga nastace preraspodjela opterecenja izmedu sipova, s tim da ce ono biti koneentrisano na uglovima i uz rubove nadglavne konstrukcije. Ovakvo ponasanje slicno je opterecenom krutom temelju, jer kod ovakvog temelja dolazi do koneentraeije napona na ivieama konstrukcije, te se proracun provodi kao za kruti temelj. Na osnovu komparativnih proracuna i opaZanja raznih grupa i pojedinacnih sipova zabijenih u pjeskovito tlo izradio je Norveski geotehnicki institut odnose izmedu sIijeganja grupe sipova (Sg) i jednog sipa (Sl) (sl.30.5l.-a). Iz dijagrama je, uz poznatu sirinu grupe temelja (B) i pozllato dopusteno slijeganje grupe sipova - odnosno temelja za odgovarajucu gradevinu, moguce izracunati odnos (a) izmedu slijeganja grupe (Sg) i jednog sipa (SI) tj; S

a=-~ ,

odnosno:

Sj

S

I

S =-~

a

(30.110.)

Na ovaj nacin se, uz poznato dopusteno sIijeganje temelja. moze dobiti slijeganje jednog sipa (SI). Obicno se raznim opterecenjem erta dijagram odnosa Temdjenjc

215

30. Temeijel1je fla Jipovima

X Duboko·indirektllO temeljellje

Q/s za pojedinacni sip, te se za slijeganje Sl moze naei dopustena sila QI (s1.30.52.b). Na bazi ove sile (QI) i poznato optereeenje grupe sipova (Qg) moze se dobiti potreban broj sipova koji treba da preuzme silu temelja, iz izraza:

Qg Q1

m·n=-.

(30.111.)

®

20

@ 0

f; ~ .."'10

" -l (/)

a :z o

o

....- k-~~-4

-I '" ~

-

Sf!

-.;

r-r:;'I"""r"""

w ...,

:z


0

V.

o o

(!)

1 /1

I

20

10

-=s..

sl= J..,

w

'\30

::?

Z

...J

(/)

Sf. 30. 52. Slijeganje grupe sipova sa semom rasprostiranja opterecenja.

SIRINA GRUPE SIPOVA (m)

Sl.30.5!. Ovisnost izmedu slijeganja grupe sipova i pojedinacnog sipa, prema studiji NGI: odnos (a) izmedu slijeganja grupdipova (sJ i pojedinacnog (s /) sipa 0 sirini (B) grupe sipova (a) i dijagram probnog opterecenjajednog sipa u grupi (b).

KonsoIidaciono slijeganje grupe sipova u gIinovitom tIu moze se priblimo proracunati koristenjem metode distribucije napona u tIu u odnosu 2: 1 (V:S),kako je skicirano na slici 30.52., za razliCite karakteristike slojeva gIine. Pretpostavlja se rasprostiranje opterecenja (Q) pocev od 2/3 D od gIave sipova (z=0), kao sto je dato na slici 30.52. Optereeenje se siri pod nagibom 2: 1, te se proracun poveeanja napona (llO";) usljed sile Q, u sredini svakog sloja (Zi) moze izracunati iz izraza:

=

!'!.a i

Q g

(B +zXL +z.)' gig

=(li!'!.e

+ieO

Jh;,

=

U literaturi postoje razliciti aproksimativni izrazi za slijeganje grupe sipova, kao sto su:

=(~JYz

a) p,ema Vesicu (l969)s

(30.112.)

(30.113.)

216 ---------------------------=u-m-el~ve-~~·e------------------------

(30.115.)

d·s I

g

I

gdje je: Lg i Bg - duzina, odnosno sirina grupe sipova; Z; - rastojanje od z=O do sredine i-tog sloja. Proracun sIijeganja svakog sIoja gIine (llsi) prouzrokovano povecanjem napona (llO"i) vrsi se na bazi poznatog izraza:

!'!.s;

gdjeje: ;t..,- promjena koeficijenta poroznosti (e;+I-eJ usljed poveeanja napona (llO";) u sloju i (poglavlje 4. i 7.); eo - pocetni koeficijent poroznosti prije izgradnje; h; - debljina sIoja i. Ukupno sIijeganje grupe sipova bit ce: ~ g L.J ~ ~. (30.114.) I

gdje je: Bg i d kao u prijasnjim izrazima; Sl - eIasticno sIijeganje svakog pojedinacnog sipa (vidjeti potpoglavIje 30.7.) b) prema Meyerhofu (1976), za slucaj zabijanja grupe sipova u pijesak i sIjunak:

. Sg

=

O,92q(B g I

r

(30.116.)

N cor

----------------------------~~~~~,w~'lj~el~Ue~------------------------2]7

30 Temeijenje lIa

X Duboko-indirektn() temeljcnje

~ip()villla

gdjeje:

Qg

(30.119.)

q=LgBg; Ncor- srednje korigovani broj udaraca kod standardnog penetracionog testa, na mjestu slijeganja (-B g ispod vrha sipa);

I= %B 1-

g

2: 0,5 - uticajni faktor;

@

@

L g, Bg j D, kao u prijasnjim izrazima. c) slicno prethodnom, slijeganje grupe sipova moze se dobiti iz odnosa otpornosti prodiranja siIjka (CPT-te,-st-'...)._·_ _ _..,

(30.117.) gdje je:

-y

srednja velicina prod!flmja siljka dobivenog ispitivanjem statickom penetracijom.

Ckd-

Kod ekscentricno opterecene grupe sipova, sHorn Q, svaki sip prenosi razliCitu velicinu sile na tlo (sUO.53.). Distribucija sila u sipovima ovisi 0 krutosti, odnosno elasticnosti nadglavne konstrukcije, kao i 0 karakteristikama tla i njegovoj deformabilnosti. Sistem formiran od nadglavne ploce (iIi grede) sipova i tla visestruko je staticki neodreden, pa se obicno rjesava kao elasticna ploca iIi greda na stisljivom tIu. Proracun nosivosti grupe sipova ipak se pojednostavljuje i za praksu se zadovoljavamo linearnom raspodjelom sila u sipovima, koristeci us love ravnoteze, kao sto se to cini za raspodjelu napona na tlo ispod plitkih temelja. Moment inercije oko osi y, za jednosmjemi ekscentricitet grupe sipova od 17 sipova u m redova, bit ce (sU0.53.-a): m,n

I

n

= LJ0 +L m . As

I"""",

1-<-1----=------0;·1

30.9.4. EKSCENTRJ(!:NO OPTERECENA GRUPA SIPOVA

SI.30.53. Sematski prikaz raspodje/e sUe na sipove u grupi: jetillosmjerall (a) i tiv()smjeran (b) ekscentricitet ukupne siZe (Q).

Analogno ovome, za pravougaoni temeIj udaljenost jezgra (ik) od teZ:i~ta grupe sipova dobit ce se iz uslova Qi=O, kada je ex=ib iz cega se doblva (Nonveiller, 1981): (30.120.) Za slucaj ekscentriciteta u oba pravca (sI.30.S3.-b) sila u sipu i s obzirom na teziste grupe sipova, dobije se na prethodni anaiogan nacin i bit ce:

n

2

. Xi

= m . As L Xi2 •

I

(30.118.)

I

(30.121.)

Prvi izraz za vlastiti moment inercije svih sipova moze se zanemariti m.n

L 10 == 0, jer je malen

S

obzirom na velicinu drugog izraza.

U ovim izrazima 17 je broj sipova u pravcu ose x, a m broj redova u pravcu y, a Xi, odnosno Yi su udaljenosti sipova po osi X, odnosno OSf y.

SiJa u i-tom sipu, za temelj sa m redova po 17 sipova bit ce: 218

Temeljellje

Temeljellje

219

X Duboko-illdirekll!o temeljenje

30. Temeljellje na sipovima

30.10. HORIZONTALNO OPTERECENI SIPOVI

@

++

Temelji na vertikalnim sipovima cesto treba da preuzmu, pored vertikalnog stalnog opterecenja, i horizontalna opterecenja od vjetra, pritiska vode iIi tla, seizmickih sila, iIi drugih horizontalnih opterecenja, koja povremeno djeluju na konstrukciju. Kada je horizontalna komponenta opterecenja na sipove mala u odnosu na vertikalno opterecenje, moguce je nju preuzeti vertikalnim sipovima. Postoji vise metoda za iznalliZenje kriticnog opterecenja, momenta savijanja i deformacija horizontalno (iii Ii sa momentom) opterecenih sipova. Najcesce se proracuni zasnivaju na Winklerovom poluprostorn, prema kojem je napon (pz) u svakoj tacki linearno proporcionaian deformacijama (xJ, tj.: p(Z)

= k· x z ,

gdje je k (kN/m3 ) modul reakcije tIa. Pored ove teorije obrazlozit ce se Hansenova metoda proracuna.

@

x, H

v

X

d Zo

DH

0

b P

(30.122.) j

o

.~

Brinch SI.30.54.

Krut sip opterecen horizontalnom silom (H): sema deJormacije sipa (a), raspodjela napona sipa po Jazama opterecenja do sloma tla (b), (Terzaghi, 1943).

30.10.1. POJEDINACNI SIP OPTERECEN HORIZONTALNOM SILOM Ako sip opteretimo u vrhu horizontalnom silom (H), njegova ce se os rotirati oko jedne tacke (Zo), te ce nastati horizontalan pomak velicine Xl u gomjem dijelu sipa i X2 U donjem, ali u suprotnom smjeru (s1.30.S4.-a). Za relativno male horizontalne sile naponi u dubini z (pz) biti ce lineamo ovisni 0 deformacijama (xz) i modulu horizontalne reakcije tla (mh) i racunaju se prema izrazu: (30.123.) P z =m h ·X z ·z=kh ·Xz' 1z uslova ravnoteze dobila bi se, lineamom deformacijom OSl Slpa, parabolicna raspodjela napona (pz) po dubini, kako je skicirano na slici 30.S4.-b. Povecanjem sile H raste i pomjeranje x, do kriticne velicine, a napon u dubini z se moze izraziti u obliku: (30.124.) gdje su Kp i Ka koefieijenti pasivnog otpora i aktivnog pritiska tla. Daljnjim povecanjem horizontalne sile (H) naponi ce u sve vecoj dubini rasti do kriticne granicne velicine po praveu a - d (s1.30.S4. -b). Od tacke d l napon sa dubinom opada na lijevoj i ovecava se na desnoj strani sipa. Kada reakcija tla dostigne punu vrijednost pasivnog otpora tla (PD), nastupa slom sipa, a raspodjela napona bit ce tada linearna izmeau tacakaJi d j • Tada ce biti maksimalni napon: 220

Tel/leljenje

PD =y.D(K p -K A ),

(30.125.)

a maksimalna sila pri kojor)j'-n_a-'s_tu_lp....:a_sl_o_m_:_ _ _ _ _ _-,

1

Hf =-(P D D-2PD .DJB,

(30.126.)

2

gdje je: B sirina sipa, iIi d, promjer sipa. Iz ravnoteze momenta moZe se napisati jednadzba:

21

D2 1 D 1 Hf(D+v)= ( ZPD3-Z2PD-t-

)B.

(30.127.)

lz jednadzbi 30.126. i 30.127. moze se eliminisati nepoznata dubina Db i pronaci granicna sila (Hf ), iz kvadratne jednadzbe:

Hf

=~P B[D3 -D 2D

H

± ~H ID2

-3...3 D . D

H

+D 2 ]. (30.128.)

Dopusteno opterecenje horizontalnom silom odreauje se obicno na bazi dopustenog horizontalnog pomaka (Sdop). Uobicajeno je da se uzima 1,0 em, ukoliko konstrukcija objekta ne postavlja neke posebne uslove. Ukoliko je savitljiv sip, njegova ce se os savijati u sinusoidnom obliku, koja ovisi 0 dubini i savitljivosti sipa. Radi pojednostavIjenja PretpostavIja se Temeijenje

221

X

Duboko-illdirektllo lemeijcllje

30. Temeijenje no ,\'ipovima

upetost sipa, na dubini Du izmedu dvije tacke, za koju postoje izrazi (Terzaghi, 1943). Dominantnu uIogu u interakciji sip - tlo ima krutost sipa. Ona utjece na stepen i oblik deformacije i determinise da Ii ce mehanizam sloma nastupiti zbog rotacije, transIacije iIi savijanja. Brinch Hansenova metoda (1961) moze se koristiti za proracun granicne otpomosti kratkih sipova. Metoda je jednostavna i primjenjljiva, kako za nekoherentna, tako i za koherentna tla, u ravnomjemom iii uslojenom tIu. Otpomost na rotiranje sipa oko tacke Zo (sI.30.55.-a) data je preko sume momenta otpornosti tla iznad i ispod ove tacke. Dijagram pasivnog otpora tla podijeljen je u n horizontalnih elemenata (Din). Jedinicni pasivni otpor svakog elementa (dzj ) na dubini z ispod povrsine terena dat je izrazom:

Pz=zPo'zKq +c-zKc '

(30.129.)

gdje je: zPoc-

efektivni pritisak tla iznad dubine z; kohezija na dubini z; zKq- koeficijent pasivnog otpora za komponentu trenja tla na dubini z; zKc- koeficijent pasivnog otpora za komponentu kohezije tla na dubini z. Brins Hansen (Brinch Hansen, 1961) ustanovio je vrijednosti Kq i Kc u ovisnosti od ugla
@

@

@

@ -fIKSIRANA GlAVA SIPA

e -

~

•

TACKA EKYIYAlENTNE; PRIMJENE ..,.$lOBOONO OPTERECENE GlAVE SIPA

...l===:I.-Max M.

Pasivni otpor svakog horizontalnog elementa je:

Pi = pz(o/n)·B,

(30.130.)

a ukupni moment svakog elementa oko tacke Zo bit ce:

D

z=z"

FD

D

LM = LPz-(e+z)BLPz-(e+z)B. n n z;O

(30.131.)

z=z"

@

@ 222

,=45" &1.4

35.3 17.7

759

272 IS

....

:z:

9.91 5.66

!!; U

3.50

OJ

1.93

400 200

61.4

.35.8

u:

24.5

76 ·13.2

0

""

• 10.2 8.4

0.52 2

20

0

5 10 15 OONOS ItB

20

Sl.30.56. Brins Hansenovi (Brinch Hansen, 1961) koeficijenti pasivnog otpora tla Kq (aJ i Kc (b).

Tacka rotacije Zo bit ce izabrana korektno kada je IM=O, tj. kada su pasivni otpori iznad i ispod tacke rotacije jednaki. Ako je na glavi sipa moment M umjesto horizontalne sile, tada se moment zamijeni sa silom H iznad terena na odstojanju e, tako da je moment M=H.e. Kada je glava sipa fiksirana protiv rotacije, ekvivalentna visina el iznad terena, gdje sila H djeluje na sip kao da je slobodna glava sipa, dobije se iz izraza (s1.30.55.-b): (30.132.)

,~ipova prema metodi Br inch Hansena (1961): slobodna glava §ipa (aJ. fiksirana glava sipa (b). dijagram smicanja (c) i dijagram momenta (d) (Tomlinson i Boorman. 1995).

SI. 3 0.55. Proracun bocne otpornosti kratkih

222

Temeljenje

Dubina Zr u prvoj fazi nije poznata i pretpostavlja se da djeluje na dubinu ad 1,5 m, kod cvrsto granuliranog tla, iii cvrste gline i 3,0 m za mehke gline, iIi prasinu. Dubina centra rotacije (Zo) dobije se iz jednadzbe 30.131., a granicna otpornost sipa H u, moze se dobiti ako se postavi suma momenta oko tacke rotacije, tj.:

Temeljellje

223

X Duboko-indireklllo temeijellje

30. Temeljellje Ila sipovillla

a)

tri uslova ravnoteze, u ravni temeljne ploce: 1.

Konacno se proracunaju smicuee sile (s1.30.SS.-c) i momenti savijanja (s1.30.55.-d). Na mjestu smicuce sile T=O, nalazi se maksimalni moment otpora sipa (Mma.). Primjenom koeficijenata sigurnosti dobije se dopustena horizontalna sila koja moze da djeluje na sip. Brinch Hansenova metoda moze se primjeniti i za uslojeno tIo, sarno treba uzimati dubinu z, za dobivanje K.q i Ke za svaki sloj posebno (Tomlinson i Boorman, 1995). Deformacija - pomjeranje sipa u glavi moze se priblizno proracunati za radno optereeenje kao da djeluje na konzoli, uzimajuei tacku virtualnog fiksiranja za okretanje ( s1.30.55.), tj.: ugibanje za slobodnu glavu sipa: W

=

H(e+zfY 3EI

,

-

. fik' I W Ugl'banJe 1 Slrane gave Slpa: V'

2. "LHi sinai

= H (e + Zf Y,

3. 'LHJxi cosa;

b)

E - modul elasticnosti materijala sipa, a

+ Yi sinai )= M

(ukoliko

odnose izmedu sile Hi i 8i ovisne 0 osobinarna tla i sipa i:

(30.135.)

4.8 i =18; ·H i ; geometrijske odnose izmedu : OJ, rj, Wi i poloZaja tacke rotacije S; 5.8; = 1j ·W i , 6.1j

1

= ~rr-[(x-;+-x-y:--+--:-(y-;+-y-.)--:-'1 2

s

12EI

gdje je:

= 0;

djeluje i moment,u protivnom izraz je jednak nuli);

c) (30.134.)

"L Hi cosai = H;

7.tga i

= X.-X I

S

Yi - Ys

J- moment inercije presjeka sipa.

30.10.2. PRINeIPI PRORACUNA GRUPE SIPOVA Promatrajmo grupu sipova sa krutom nadglavnom plocom opterecenom horizontal nom silom H (sI.30.57.). Koordinatni sistem postavi se tako da smjer osi bude u pravcu djelovanja sile H. Pozitivan smjer osi x je u pravcu djelovanja sile H, a negativno u suprotnom smjeru u odnosu na postavljeni koordinatni sistem. (sI.30.57.-b). Tlo oko sipova moze imati razliCite karakteristike, a sipovi mogu imati razlicitu duzinu (s1.30.S7.-a). Sila H izazvat ee pomake i rotaciju temeljne ploce oko nepoznatog sredista (S), a glave sipova pomaknut ee se za 8i , u smjeru okomitom na pravac radijusa rio Sila H prenijet ce se na svaki sip (H) u pravcu pomjeranja (OJ), pod uglom (
Temeljellje

Sistem jednadzbi (jedn.30.13S.) je jednoznacno rjesiv, jer je 1
Sl.30.57. Presjek (a) i tloer! (b) grupe sipova opterecenih ekseentricnom horizontalnom silom (H). Tellleljenje

225

X Duboko-illdirekmo temeljl'llje

30. Temeljellje Ila .fipovima

U grupi vertikalnih slpova opterecenih horizontalnim (H) i vertikalnim (W) opterecenjem (sI.30.58.), vertikalna komponenta (V) od opterecenja na bilo koji od n sipova, od rezultante (R) na grupu sipova, moze se dobiti putem izraza (Tomlinson i Boorman, 1995):

V= W + Wei ~ 2' n L.JX

(30.136)

gdjeje:

wne-

x-

ukupno vertikalno opterecenje na grupll sipova; broj sipova 1I grupi; odstojanje izmedu tacke presijecanja rezlIltante od vertikalnog i horizontalnog opterecenja na lInlitarnjoj strani nadglavne konstrukcije i neutralne ose grupe sipova; odstojanje izmedll sipa i neutralne ose grupe sipova. x je pozitivno, ako se nalazi na istoj strani gdje je i e, kao i obratno.

Ovaj izraz je primjenljiv sarno ako rezllitanta opterecenja (R) sijece unutarnju stranu nadglavne konstrukcije. Za proraclln pomjeranja grllpe sipova od horizontalnog opterecenja postoje kompjuterske metode, te se citalac upucuje na \iteratllru: Poulos (1971), Focht i Koch (1973), Poulos i Davis (1980) i Randolph (1981).

@

U slucaju vecih horizontalnih opterecenja, kada vertikalni sipovi ne mogu preuzeti tu silu, koriste se kosi sipovi, najcesce u kombinaciji sa vertikalnim sipovima. Koristenje kosih sipova kod nekih tipicnih konstrukcija i objekata prikazano je na slid 30.59. Stalni horizontalni pritisak od tla, kod potpomih konstrukcija, preuzima se kosim sipovima (s1.30.59.-a), kao i horizontalne pokretne sile kod mostova, koje djeluju u oba pravca (sl.30.59.-b). Privezne sile, udar brodova i valova preuzimaju se takodjer sipovima u oba pravca (sI.30.59.-c), kao i horizontalne sile kod obalnih konstrukcija, sa ankerisanjem (sI.30.59.-d), iIi sa betonskim konstrukcijama (s1.30.59.e i f). Proracun raspodjele horizontalne sile na pojedine sipove znatno je slo.zeniji od raspodjeJe vertikalnih sila, pa se cesto pretpostavlja da cjelokupnu horizontalnu komponentu sile preuzimaju kosi sipovi iako njezin dio preuzimaju i vertikalni sipovi. Ova preraspodjela ovisi 0 horizontalnom pomaku cijele grupe 'sipova i 0 karakteristikama tla.

®

@

@ f.

1

" " " " ""

L

>l

" " " "

-}

@ ,lANKER

:3

Sl. 30. 58. Sema grupe .liipova: presjek (a) i tloen (b) za iznalaienie vertikalne komponente (V), za slucqj da se lacka presijeeanja (S) rezullante (R) nalazi na unutarnjoj strani nadglavne konstrukeije, gdje je: neulralna osovina grupe .§ipova (I). lacka djelovanja horizontalne sile (2), lacka primjene rezultante opterecenja na unutarnjoj strani nadglavne konstrukeije (3).

226

30.10.3. GRUPE KOSIH SIPOVA

Temeljenje

Sl.30.59. Kori.litenje kosih .liipova kod: potpome konstrukcije (aj, stupa mostovske konstrukeije (b), priveznog pristani.lita (e), obalne konstrukeije sa ankemol11 vezom (d), betonskom konstrukeijom opcenito (e) i za konkretan primjer (d). Temeijellje

227

30. Temeljetlje na sipovima

x Duboko·illdirektllo temeljenje Kada se grupa SIpova sastoji od vertikalnih i/ili kosih sipova, pod razlicitim uglovima prema vertikali, odredivanje sila u tim sipovima od rezultantnog kosog opterecenja vrsi se najcesce graficki, rastavljanjem rezuitante u pojedine pravce sipova. Pri tome pretpostavlja se krut temelj na sipovima i njihovo aksijalno opterecenje. Za ovakvo dobivanje sila u sIpovima postoji VIse grafickih, grafoanalitickih i analitickih metoda. Od grafickih metoda, rastavljanja rezultante kosog opterecenja, najvise se koristi Culmannova metoda, koja ce biti objasnjenja (sI.30.6O.) kao i Westergaardova metoda. Najvise koristena racunska metoda je prema postupku Ostefeld - Nokkentveda i metoda momenta (Ritter). Postoje i grafo - analiticke metode, a u tehnickoj literaturi postoje i drugi naCini kojima se mogu dobiti transverzalne sile i momenti savijanja (Kostic, 1968). Na slici 30.60. dati su jednostavniji slucajevi iznalaZenja sila u sipovima od rezultante opterecenja (R), pomocu Culmannove metode. Rezultanta R produii se do presjecista sa sipom 1 (A), a iz ove tacke povuce se Culmannova linija (R' ) do presjecista dva sipa 2 i 3 (C). Oya linija (R' ) u poligonu sila odsijeca velicinu sHe SJ, a rastavljanjem sile R' na pravce 2 i 3, dobiju se velicine sila Sz i S3. U prvom slucaju (a) dobije se zatezuca sila u sipu 3. (-S3), a u drugom (b) sila pritiska (S3).

@

@

SI.30.61. Culmannova metoda za izracunavanje sila u grupi s kosim Jipovima: sistem i siZe za g':upu (a), poligon sila (b).

U slucaju grupe paraleinih sipova (sI.30.61.) vrsi se zamjena pravcem kroz njihovo teziste, kojim prolazi i rezultanta sila tih sipova Qj,Q2 ... Qn. Te sile (Q;, Q2, Q3) moraju biti u ravnotezi sa rezultantom (R), cije velicine dobivamo iz poligona sila (s1.30.6L-b), koristeci Cuimannovu metodu rastavljanja rezultante na pojedine pravce sipova.

Ts,

i

CD® A

Sl. 30. 60. Izna/aienja sila u sipovima pomocu Culmannove metode razlaganja rezultante opterecenja (R) na sile u sipovima (S2 i S3), gdje je sila zatezanja u S3 (a), odnosno pritisak u drugom slucaju (b).

228

Temeljenje

Sl. 30. 62. Metoda linearne raspodjele vertikalnih komponenata za proracun siZe u kosim sipovima (Nonveiller, 1981).

Temeijellje

229

X Duboko-illdirektllo temeljenje

30. Temeljellje no Iipnvimo

Altemativno se Ijdenje sIienog zadatka moze pronaci pomocu jednadzbe 30.119. Vertikalne komponente od sile P v (s1.30.62.-a), koje djeluju na vertikalne i kose sipove (P.... do Pd), izraeunavaju se na ovaj nacin, a iz poligona sila R-Q.... Qd (sUO.62.-b) dobije se velie ina sila u vertikalnim i kosim sipovima od Q. do Qd2.

Reprezentativne vrijednosti za 1111 (Braja,1995).

1800-2200 5500-7000 15 18000

30.10.4. SIP OPTERECEN HORlZONTALNOM SILOM I MOMENTOM Postoje izvjesne razlike u proracunu pomjeranja i momenta vertikalnog sipa opterecenog horizontalnom (Qg) silom i momentom (M) u nekoherentnom i koherentnom tlu. Za ovaj slucaj opterecenja generalnu determinaciju momenta i pomjeranja dali su Matlock i Reese (1960), prema semi optere6enja i obliku defleksije sipa sa otporom tla datoj na slici 30.63.(Braja, 1995 ). Koristeci Winklerov model elasticne granularne sredine, moze se napisati opci izraz za modul reakcije tla:

k

= p'{kN 1m) x{m) ,

1000-1400 35004000 9000-12000 KoristeCi teoriju grede na elastienoj podlozi, moze se napisati:

d 4x Esl S dz4

=P

, ,

(30.138.)

gdje je: Es-

odnosno modul reakcije tla na dubini z definise se kao: k z =m/zz, gdjeje: p'- pritisak na tlo; x - deformacija u pravcu x ose; mh - modul horizontalne reakcije tla (tabela 30.17.).

} (30.l37.)

modul elasticnosti materijala sipa; moment inercije presjeka sipa; p'=-k..x - osnovni Winklerov model i negativan znak je zbog toga sto je reakcija tla suprotna od deformacije sipa. Konacan izraz moze se napisati u obliku:

1,-

4

E!Js

d x --4

dz

+kx=O.

(30.139.)

Rjesenjem ove jednadzbe (Braja, 1995) dobiju se velieine na bilo kojoj dubini (z): deformacija sipa: (30.140.) nagib sipa: (30.141.) moment sipa: z

(30.142.) smicuca sila na sipu:

S/.30.63. Boena apterecenje sipa harizantalnam sHam (Qg) i momentom (Mg) na glavi §ipa (a) i serna atpornosti tla na hoena apterecel1je. 230--------------------~=-~~-----------------­

Temeljenje

(30.143.) Tcmcljenje

231

30. Temelje/lje

IlO

sipovimo

X Duboko·illdirektllo 1emeljellje

reakcija tla:

gdje su: Ax', B/, Am' iBm' koeficijenti dati na dijagramima slike 30.64.

,

Q

Mg , _ 8 +B , - . P Jz)=A P r Pr2

(30.144.)

4

R -_~EskIs .

(30.148.)

Z=~

(30.149.)

gdje su:

A" B, , B, ,A~' :~;;:,':~::,,:,~~:::~: ~::eli ::~1;45) A, •

nh Kada je D~5T, smatra se dugim, a D::;2T kratkim sipom, jer pri DfT;:::S koeficijenti Ax, Bx, Am iBm se ne mijenjaju (Braja, 1995). Slicno jednadzbama 30.140-30.144. mogu se za koherentno tlo - glinu napisati izrazi (Davisson r-i:. : G:. : i1: .I,c;:1c::. 9. :.6.: .3<.;.):_ _ _ _ _ _ _ _--.

x (z)

Q R3

= A' -.::..11_x

Z

Es .I + s

B' x

M R2

R

Koeficijent reakcije tla za pijesak (k) se mijenja sa dubinom dok kod koherentnog tla on je priblizno konstantan sa dubinom.Vesi6 (1961) predlaie slijede6i izraz: (30.150.) gdjeje:

(30.146.)

_...;;.8_-

Es .I ' s

E, = (30.147.)

=

m v

Koeficijent za duboke Jipove

(D/T~)

kz=mhZ Tabela 30 18

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 3.0 4.0 5.0

2.435 2.273 2.112 1.952 1.796 1.644 1.496 1.353 1.216 1.086 0.962 0.738 0.544 0.381 0.247 0.142 -0.075 -0.050 -0.009

-1.623 -1.618 -1.603 -1.578 -1.545 -1.503 -1.454 -1.397 -1.335 -1.268 -1.197 -1.047 -0.893 -0.741 -0.596 -0.464 -0.040 0.052 0.025

0.000 0.100 0.198 0.291 0.379 0.459 0.532 0.595 0.649 0.693 0.727 0.767 0.772 0.746 0.696 0.628 0.225 0.000 -0.033

l.000 0.000 0.989 -0.227 0.956 -0.422 0.906 -0.586 0.840 -0.7[8 0.764 -0.822 0.677 -0.897 0.585 -0.947 0.489 -0.973 0.392 -0.977 0.295 -0.962 0.1 09 -0.885 -0.056 -0.761 -0.193 -0.609 -0.298 -0.445 -0.371 -0.283 -0.349 0.226 -0.106 0.201 0.0l5 0.046

1.623 -1.750 1.453 ·1.650 1.293 -1.550 1.143 -1.450 1.003 -1.351 0.873 -1.253 0.752 -1.156 0.642 -1.061 0.540 -0.968 0.448 -0.878 0.364 ·0.792 0.223 -0.629 0.112 -0.482 0.029 -0.354 ·0.030 -0.245 -0.070 -0.155 -0.089 0.057 -0.028 0.049 0.000 -0.011

1.000 1.000 0.999 0.994 0.987 0.976 0.960 0.939 0.914 0.885 0.852 0.775 0.688 0.594 0.498 0.404 0.059 -0.042 -0.026

0.000 -0.007 -0.028 -0.058 -0.095 -0.137 -0.181 -0.226 -0.270 -0.312 -0.350 -0.414 -0.456 -0.477 ·0.476 -0.456 ·0.213 0.017 0.029

0.000 -0.145 -0.259 -0.343 -0.401 -0.436 -0.451 -0.449 -0.432 -0.403 -0.364 -0.268 -0.157 -0.047 0.054 0.140 0.268 0.112 -0.002

Woodward R.J.,Gardner W.S.,Greer,D.M.,(l972), iz knjige Drilled Pier Foundations, McGraw-Hill.

232

Temeijellje

3(1-v,)

- modul elasticnosti tla;

mv l'1e

I'1p(l + e

sJ

- koeficijent

volumena stisljivosti (vidjeti poglavlje

13.); promjer sipa; V t - Poissonov koeficijent za tlo (varira izmedu 0,3 i 0,4);

d-

Za proracun dopustene horizontalne sile (H) i momenta (M) na glavi sipa postoje razni prakticni obrasci, kao sto je npr. predlozio Werner (Dolarevi6, 1987):

H

= EsIsWdo

)}

M

P

= Es

1sWdopA2

Xw

cu

(30.151.)

Xw

h I = k h, -D , za nekoherentno tIo, a c = k,0,2 h , za ko erentno t 0; U

d

d

k'h- horizontalni modul stisljivosti (MN/m\ dat u tabeli 30.19, kao i u tabeli 30.17.(nh)' Xw- vrijednosti za linearnu (1) i konstantnu (2) velicinu koeficijenta

reakcije tla Cu, date u tabeli 30.20. Tewelje/1je

233

X Duboko-illdirektl1o lemeijellje

30. Temeljcl1je na ,fipovima

@ KOEFICIJENTI A'x ' A'm -1 0 1

Or---~

10 - najmanja duzina sipa u tlu, koja se prostire je 1,50 m; ispod temelja, odnosno u nosivo tlo (em); d - promjer sipa (em).

KOEFICIJENTI Bic, B'm

2

-2

__--,-zr~

-1

0

2

Or----------,~~~-.?--~

Xw

Vrijednosti koeficijenta Opte.' .'

Tabela 30 20 '.

''fete.:'... ,'.:c.,.

0::

...... 2

--"

n N

I-

N

3

S

z

w -,

w -,

4 -Ax --A'm

u..

w 0

~

Zmox=2 3

3

l-

;z

u

2

0::

N

5

1.50

2.00

1 2

-4.52

-1.01

-3.09 -0.70

J

-6,09

·2,89

2

-1,5.')

-1.9[ ·0,.<7

SI.30.64.

·o,n

--Bm

5

Promjene koeficijenata Ax', Am' (a) i Bx', Bm' (b) ovisna Z=z/R (Davisson i Gill, J963).

0

bezimenom clanu

3.00

.4.00

6.00

·2,47

-2.[9

-2,42

-3,05

-0.57

·050

·050

-0,50

-[.50 ·0,50

·[.61 .050

-[.88 ·0,50

Koeficijent horizontalne reakcije tfa k'h (kNlm

Tabela 30.21.

4,5d 6,Od 6,7 1,3

KOHERENTNO

no

(C u = k; O,2/d)

KRUTA 24,0

4,4

VRLO KRUTA 48,0

rtll:

Srednje gusti pijesak, kruto lasticna o-lina (em)

)

QI

DopuSteno iskustveno horizontalno opterecef?ie (H)

[0 3

IV

1.9

-Bx

u..

w 0

~

iM}~ X,f

4

~

"'H;';'

.).·D

.'

).00

.'~

N

...

H (kN)

26 28 28 60 70 80

Mehkoplasticna glina, praSinasta iii .pjeskovita lina

(em)

H (kN)

(em)

H (kN)

5d

14 15

6d

5 5

16 26 7d

30 35

6 10 8d

15

20

10,8

TVRDA 96,0

Za iskustveno odredivanje dopustene velicine horizontalne sile (H) mogu da posluze podaci iz ruskog prirucnika (Spravocnik proektirovscika, 1969), k~ji su dati u tabeli 30.21., za dopusteni pomak sipa od w=l,Oem.

U tabeli 30.21. oznake znace: H - horizontalna sila (kN); 234----------------------~~==--------------------

* Na kraju ovoga poglavlja 0 sipovima preostala bi analiza sipova opterecenib na zatezanje - cupanje, sto 6e u osnovi biti obradeno u poglavlju 0 ankerisanju. Radi upucivanja citaoea na koristenje Euroeodea 7 daje se kraci osvrt na poglavlje 7 koje obraduje temetjenje na sipovima. Ovim Propisima odreduje se krajnja granicna nosivost sipova opterecenih na pritisak i zatezanje, kao i nosivost i defonnacije sipova opterecenih poprecnim silama i to kao sipova izvedenih busenjem, zabijanjem, utiskivanjem i uvrtanjem u tlo. Provjeravaju se slijedeca graniclla stanja: Temeljenje

235

X Duboko-illdireklllO tC/Ileljenje

>>>>>>>-

gubitak opste stabilnosti tla i sipova; nosivost potisnutih i zatezucih sipova; slom tla poprecno opterecenih temelja na sipovil11a; slom konstrukcije na sipovima kod opterecenja na pritisak, zatezanje, savijanje, torziju i posmik; kombinovani slom u tlu i u sipovima; prekomjerno slijeganje; nedopustive vibracije.

Pri odredivanju projektne nosivosti sipova karakteristicna vrijednost (Qk) odreduje se iz komponente otpora baze (Qv) i plasta(Qo) sipa, tj.: Qk=Qv+QO (30.152.) Odnosi ovih komponenti mogu se odrediti iz posebnih ispitivanja iIi odredivanjem odgovarajucih racunskih novosti. Projektna nosivost (Q) odreduje se iz izraza: Q=Qvfyv + QoIyo, (30.153.) Parcijalni koeficijenti sigurnosti Yv i Yo dobiju se iz tabele 30.22.

236-----------------------------------------------Tellwijellje

3 J. Temeljellje lIa bUllarima

31.TEMELJENJE NA BUNARIMA

31.1.0PCENITO 0 DUBOKIM MASIVNIM TEMELJIMA

U strucnoj literaturi postoji razlieita podjela dubokih temelja s obzirol11 na njihovu nosivost, oblik, konstrukciju i tehniku izvodenja. Prema Braji (1995) i Nonveilleru (1981) tri su vrste masivnih dubokih temelja: (i) bunari, (ii) sanduci (sandueasti bunari) sa dnom iIi bez njega i (iii) kesoni. Drzeci se ove podjele, u OVOl11 poglavlju bit ce obradeni bunari, otvoreni sanducasti bunari i sanduci sa dnom, dok ce se kesoni, zbog svoje specificnosti, obraditi u narednom poglavlju. Na slici 25.7. dat je prikaz ovih bunara. Uobicajeno je da se zidovi kruzne osnove. nazivaju bunari, a kada su pravougaonog iIi drugog oblika, nazivaju se sanduci iii sanducasti bunari, otvoreni na oba kraja, iii sa zatvorenim dnom. Temeljenje na bunarima i na otvorenim sanducastim bunarima sanducima ima l11nogo slicnosti, pa se eesto i otvoreni sanduci nazivaju bunaril11a. Slienost je u tome sto se u oba slueaja kopa tio rueno ili mehanizovano, pod zastitom zidova bunara. Zajednieko im je takoder to sto se i bunari i sanduci, kao sastavni dio temelja, grade iznad vode, odnosno sa povrsine terena i potkopavanjem se spustaju do potrebne dubine. Medutim, njihov oblik i izrada, a narocito staticko djelovanje, se medusobno razlikuju, te se odvojeno tretiraju. Sanducasti temelji sa dnom najvise se koriste za temeljenje u vodi. Oni se razlikuju od sandueastih temelja bez dna po tome sto se oni ne spustaju kroz tlo i u njima se ne kopa, ali su po konstfukciji veoma slieni. Oni se betoniraju na kopnu, spustaju u vodu, plutajuci i tegleci dopreme na projektovano mjesto. Zatim se sanduk napuni balastom i spusta na unaprijed pripremljenu podlogu. Iz ovih razmatranja proizlazi da su bunari otvorene konstrukcije i dolje i gore, te da se spustaju kopanjem materijaia mebanizovano iii rucno uz pumpanje vode, ako se radi ispod nivoa podzemne vode. Oblik bunara, odnosno sanduka, prilagoden je obliku temelja gradevine koju nosi. U stranoj literaturi moze se naici na podjelu sandueastih temelja na: (i) otvoren sanduk, (ii) sanduk sa dnom i (iii) pneumatski sanduk (Braja, 1995). Kada se analizira naCin dubokog temeljenja, odnosno tel11eljenja na bunarima i sanducima, treba razmotriti sve uslove temeljenja i odabrati rjesenje, koje je tehnieki prihvatljivo i ekonomski opravdano. Na odabir bunarskog ~ sandueastog temeljenja, posebno utjeee: (i) dubina do sloja koji moze preuzetl ------------~--------~~~-------------------237

Temeljel1je

31. Temeijellje X Duboko-illdirekll/o temeljellje

opterecenje; (ii) vrsta materijala (iii) nivo podzemne vode; (iv) raspolozivost sredstava za rad; (v) cijena rada i vrijeme izvodenja; (vi) radni prostori uticajni elementi okoline, itd.

31.2. BUNARI

238

Temeljellje

bllll{Jrima

su temelji veCi i masivniji, tj. kada je potrebna povrsilla oslanjanja znatno veea iIi priblimo jednaka konstrukciji. Prednosti temeljenja na bunarima su: (i) u manjoj kolicini upotrebljenog materijala, posebno kvalitetnog materijala, koji se koristi za ta~ke .zi~ove bun~ra, dokje ispulla obicllo od slabijeg i jeftinijeg materijala; (ii) doblvaflJe Jasnog uVlda u vrstu i kvalitet materijala tokom spustanja, odnosno iskopa; (iii) manja potreba za prostorom i tehllickim sredstvima, sto ovisi 0 obimu r~dova. Glavll~ nedo:~atak temeljenja na bunarima je ote7.an rad tokom spustanJa. kada moze. d~cl ?o lzvJesm~n naginjartia bunara zbog nenormalnih nagiba razlicitih sloJeva. ~la. slucajevima priliv veeih kolicina vode u bunar, posebno u kontlma flJeka, moze oteZati njegovo izvodenje. Bunari su danas naJcesce: zidani, betonski, armirano-hetonski i prednapregnuti, dok je prije bilo prirnjera drvenih i celicnih hunara. Zidani bunari se rade od kamena, opeke i betonskih blokova, u cementnom malteru. Bunari od ovih elemenata moraju imati Jibaine slojeve, od betona i[i armiranog betona, na svakih 2,0 - 2,5 m visine. Zidovi od ovih eJemenata, pa j ~d betona u oplati, treba da imaju celicne iIi armirano-betonske vertikalne veze, kc~le se povezuju sa Iibaznim slojevima (serklaiama) i sa nozem bunara. Na ovaj. ~aein formira se kompaktna konstrukcija kao jedna cjelina koja je neophodna pnhkom spustanja kroz tlo, kako ne bi doslo do razdvajanja j otkidanja .dij.el?v.a buna:a: . Bunari od betona i armiranog betona grade se u khzaJucoJ oplati IiI od montainih prstenova koji moraju imati eelienu vertikalnu vezu. Za duboke specijalne bunare primjenjuje se prednapregnuti beton. Optereeenje za spustanje bunara primjenjuje se raspolozivim materijalom iii posebno pripremljenim teskim blokovima. . " Nakon spustanja bunara na potrebnu dubinu vrsi se njegovo zapunJavanJe kamenom, "spar-betonom", betonom, iii nekoherentnim materijalom, a rjede se ostavlja prazan. Najces6e se izbetonira na dnu betonski eep, a po potre~i.i ojae~ armirano-betonskom plocom. Ako se ne vrsi popuna bunara, na gomJoJ stram potrebno je izvesti a.b. ploeu (sl.31.15.). . . Noz bunara radi se na vise naeina. Najcesee Je on od anTIlranog betona, sa ojaeanim eelicnim profilom iii bez njega, iIi od celika. Izbor ovisi 0 vrsti materijala kao i od eventualne potrebe za miniranjem. . . Otvoreni bunari se posebno primjenjuju Za temcljenje u rijckama, gdJe Je predominantno tIo od mehke gline, prasine, pijeska, iii sljunka. Ovi materi~alj mogu se lahko kopati i ne pruzaju veliki otpor prilikom spustanja bunara. Uko.hko moze doci i do plavljenja bunara, obicno se radi zastita gradilista zaga~:m~. Primjena bunara pogodna je kod velikih sezonskih razlika u nivoima vode u r:Jecl. Obicno se bunar zavrsi u sezoni niskih vodostaja, a i eventuaino njegovo plavlJeflJe nece izazvati vece poteskoce.

l!.

Temeljellje na bunarima pnmJellJuJe se u slucajevima kada su sastav i karakteristike tla takve da se sile od gradevine ne mogu prenijeti preko plitkih temelja na tlo, u izvjesnoj manjoj dubini od povrsine terena, pa je potrebno temelje osloniti na dublje slojeve veee nosivosti. Primjeni bunara posebno se pristupa u slueaju kada je pobijallje talpi iIi sipova oteZano zbog samaca i korijenja u tlu, heterogenog i konglomeratisanog tla., iii je zabijanje oteZano zbog prostomih terenskih i drugih sigumosnih uslova. Zabijanje kratkih sipova obieno je neekonomicno i neadekvatno, a nekada njihovo zabijanje sa vibriranjem ima negativan uticaj na susjedne objekte i okolinu, te je u ovome slueaju tehnickoekonomski opravdano primijeniti bunarsko temeljenje. Tehllieka sredstava, obim radova i raspolozivost gradevinskog materijala mogu takoder da utjeeu na ekonomienost i opravdanost primjene pojedinaenih iii grupnih bunara od raznih materij ala. Dubina spustanja bunara ne bi trebala biti suvise mala. Prema nekim autorima, u obicnim sIucajevima ova dubina ne bi trebala biti manja od 3,0-4,0 m. Smatra se da je ovo i najracionalnija dubina sa aspekta trenja po omotacu bunara. Zbog velikog trenja, koje nastaje spustanjem bunara, ne moze se u nonnalnim okolnostima postici veca dubina od 10,0 m. Sarno u izuzetnim slucajevima mogu bunari biti ekonomicni kao temelji za veee od navedene dubine. Ove konstatacije . ipak se odnose na dosadasnje klasiene izrade bunara sarno za temelje. Savremena tehnologija i upotreba sredstava za smanjenje trenja omogueuju i veee dubine od 10,0 m, j to ne sarno za temelje, vee i za druge tehnicke zahvate. U Hrvatskoj je centrala Hidroelektrane Obrovac smjestcna u spusteni armirano-betonski bunarsaht dijametra 27,0 m i dubine 58,0 m. Ustvari ovo je vertikalni saht izveden u laporovitoj glini, a ne klasiean bunar, ali je spustan na nacin kako se to radi sa armirano-betonskim bunarom. Bunari se izvode pojedinaeno iIi u grupi, sto ovisi 0 velicini temeljne konstrukcije i od optereeellja. Primjena manjih bunara u grupi dolazi u obzir kada je povrsina gradevine velika i oslanja se na tlo veee nosivosti na manjoj dubini ispod povrsine tla. U principu ovaj nacin temeljenja odgovara temeljenju na grupi sipova vecih dijametara. Pojedinacni bunari vecih dijametara dolaze u obzir kada

1111

Tcmeljenje

31. Teme/jellje Ila bUllarima

X Duboko·il!direkllw lemeijellje

stvaranja hidrostatskog pritiska. U ovome slucaju tlo ne dodiruje plast bunara, te se trenje prakticki moze eliminisati (T=O).

31.3. KONSTRUKCUA OTVORENOG BUNARA Oblik bunara, u mnogo slucajeva, ovisan je 0 zahtjevima konstrukcije iznad njega. ldealan oblik je kruzni, jer omogucuje lakse spustanje, posto daje minimainu povrsinu za otpor trenjem u odnosu na druge moguce oblike. Osim ovoga kruzni presjek najbolje odgovara prijemu bocnih pritisaka tla. Oblik moze da ovisi i 0 vrsti upotrijebljenog materijaIa za bunar. Tako je bunar izveden od opeke okruglog oblika, ali je presjek po visini obicno promjenljiv sto se postize stepenastim suzavanjem navise (sL3l.1.-a). Bunari od kamena izvode se na isti nacin kao i bunari od opeke, sarno su zidovi bunara deblji. Od betona i arrniranog betona mogu se praviti razni oblici bunara. Konstantan okrugli oblik sa konstantnom debljinom vertikalnih stijenki bunara je lahko izvesti (s1.31.1.-b), ali je oteZano njegovo spustanje zbog velikog trenja, te se izvode bunari sa nagnutom vanjskom i unutarnjom stranom (sU1. L-c), iIi sarno sa nagnutom vanjskom stranom (sULl.-d), sto je povoljnije, jer se sa unutarnje strane moZe koristiti klizna oplata. Okrugli oblik bunara od armiranog betona sa veCim prosirenjem u donjem dijelu (sULL-e) rjede se koristi za razliku od bunara sa konstantnim unutamjim presjekom i debljim nagnutim (s1.31.1.-f), iIi vertikalnim (sI.31.L-g i h) vanjskim stijenkama u donjem dijelu bunara koji su cesto u upotrebi. U praksi trenje cesce oteZava spustanje bunara radi cega se nastoji smanjiti prikladnim tehnickim rjdenjima. Trenje je posebno kriticno kod bunara malog dijametra koje treba spustiti na vece dubine. ledna od mjerajeda se vanjske stijenke bunara izvode u malom nagibu, a ne vertikalno. Nepovoljnost ovoga izvodenja je u tome sto se razrahljuje i sIijeze tlo oko bunara u toku njegovog spustanja. Bunari sa donjim vertikalnim stijenkama (s1.31.1.-g i h) bolje se spustaju i drie u vertikainosti, te tako sprecavaju posljedice njegovog naginjanja. U cilju smanjenja sila trenja moguce je po obimu plasta bunara ugraditi cijevi sa mlaznicama, kroz koje se povremeno moze utiskivati voda pod pritiskom (s1.3Ll.-f). U ovom slucaju, takoder, dolazi do razrahljivanja t1a oko bunara, sto dovodi do poznatih negativnih posljedica. Bilo je i uspjesnih pokusaja da se premazima plasta bunara smanji koeficijent trenja. Ovi premazi moraju biti otporni na ljustenje prilikom spustanja bunara kroz tlo razlicitog sastava. Najuspjesnije smanjenje trenja uz plast bunara ostvaruje se primjenom tiksotropne bentonitske suspenzije. Za ovaj postupak donji dio bunara treba da ima prosirenje (sl.3l.l.-h). Kada je bunar spusten do smanjenja presjeka, stavi se liZ plast oplata kojom se formira prostor za punjenje suspenzije. Spustanjem bunara staIno se dodaje suspenzija, ciji nivo mora biti iznad nivoa podzemne vode radi 240

Temeljellje

@

@

@

H

D1

r---r--

@ ID1

D1

D

I

d1

c-

I I

d

I 03

dZ

-

~>15 _.-

.D

I

i iio

1

dZ i

I i02

L

---L

jD2

®

®

....

.

..

I--- 02 --l

..

."',

::-j':>::j'-::';""'F": 02----"j

Sl.3i.1. Primjeri oblika bunara: zidani bunar sa promjenljivom debljinom zidova (a),

betonski bunari konstantnog okruglog oblika sa konstantnom debljinom stijenki (b), promjenljiv presjek i debljina zidova (c), konusni oblik sa vertikalnom unutarnjom stranom i promjenljivom debljinom stijenki (d), prosiren donji, a vertikalan gornji dio bunara (e), konusan donji a vertikalan gornji dio sa vertikalllom unutarnjom stranom (f), vertikalall dOllji, a kOllusall gornji dio sa vertikalnom unutarnjom strallom (g), konstantan okrugli oblik, sa debljim stijenkama u donjem, a tanjim u gomjem dijelu bUllara (h) gdje je: oplata (1), bentonitska suspenzija (2) i mlaznica za ispiranje vodom (3). na skici (f).

Veoma znacajan element bunara je noz sa razliCitim oblicima sjeciva (sL31.2.,31.3. i 31.4.). Najcesce je kombinovan od celicnih elemenata sa betonom iIi armiranim betonom. Prvobitno se obJik nom forrnirao od drveta povezanog sa Te11leljenje

241

31. Temeljellje Ila bUlla rima X Duboko-illdirektno temeljel1je

ugaonicima i limom (s1.31.2.-a), a kasnije od celicnih elemenata, ponaJvlse vee koristenih za zidane bun are (s1.31.2.-b). Danas se najvise koriste betonski (s1.31.2.c) iIi armirano-betonski nozevi u kombinaciji sa celicnim elementima (sl.3l.2.-d). Ponekad se koristi armirano-betonski noz u sklopu sa zakosenim prstenom, bez ojacanja (s1.31.2.-e), a koristi se za mehka tla.

@

@

@

@)

®

H15-20cm

Sl.3l.2. Primjeri noia za bunare: drveni ojacan celicnim projilima (a), celicni elementi za zidani bunar (b), betonski ojacan celicnim projilima (c), armirana-betonski sa ojacanim vrhom celicnim projilima (d) i armirano-belonski neojacani noz.

@

@

@

armatur
Sjecivo nom obicno je vezano za armirano-betonski prsten, sa unutrasnjim nagibom radi iakseg potkopavanja i spustanja bunara. Praktikuje se da zakosenje iznosi 30° sa vertikalom za glinovita, a 45° za pjescana t1a. Ostrica mora biti dovoIjna jaka i kruta kako ne bi doslo do krivljenja i sprecavanja daljnjeg prodiranja u tlo. Donji dio bunara sa noznim armirano-betonskim prstenom treba biti izveden od kvalitetnog betona, jer to zahtijeva visoka koncentracija napona na sjecivu bunara. Ovo tim prije ako se ocekuju samei iii eventualno miniranje u bunaru, u kom slucaju unutarnji dio do oko 3,0 m od dna treba obloziti !imom. lndijski komitet za puteve (1984), na bazi iskustva stecenog na izvodenju mnogih temelja za mostove, predlozio je proracun debljine stijenki, tipove nozeva i druge detalje bunara (s1.31.3.). Sjecivo se najcesee postavlja prema vani (s1.31.3.a, c, e), rjede u sredinu (s1.31.3. bid), jli unutar noza (s1.31.3.-f). Kod zidanih bunara, iii kod bunara od nearmiranog betona, izraduju se horizontalni Iibafui armirano-betonski slojevi (serklaii), koji se vertikalnim ceiicnim vezama ankerisu za noz bunara (s1.31.4.-b). Ovim se sprecava pojava sila zatezanja, u toku spustanja bunara, a time i razdvajanje pojedinih zidanih slojeva bunara. Kod armirano-betonskih bunara nastavci armature osiguravaju se preklopom iii varom. Ako su bunari veeih precnika, vecih tezina, iii se dopremaju kao plivajuci elementi, a spustaju se sa skele iIi plovnog objekta, moze se raditi olaksan tip. Prije spustanja bunar se izradi sa tankim zidovima od arrniranog betona, a nakon spustanja na dno dobetonira se unutrasnja strana bunara betonom iIi armiranim betonom (s1.31.4.-a). Ovim nacinom dobije se veea tezina bunara, cime se olaksava njegovo prodiranje kroz tlo na veee dubine. Za siucaj spustanja bunara kroz vodu mora se obezbijediti nacin podvodnog betoniranja.

~!'~-'-11

CEUeNI

@

LIM

Q)1O mm

i-.

I'VI"",~,---.-- =l-

@20mm

®

, 300mm

L

" "-!50mm

.

.

SJEC1VO NOZA ""-~ANI I U SREOINI

®'5mm

CD

-:--

@Ll00xl00x12mm

~.

0,12

I

SI.3J.3. Armirano-betonski noi bunara prema prijedlogu Indian Road~ Congress (a i b), Ie ~jeCiva noia bunara na rijeci Lower Zambezi za p!iesak (c i d) i st(jenski masiv (e i .f) (Tomlinson i Boorman, 1995). SI.31.4. Zidovi bunara a/akJani u Iazi spu§tanja sa skele do ffa (a) i serklaini armirano-

betonski slojevi povezani metalnim vezama za noz bunara (b).

242

---------------------------~Te-"-,e7lj-en~ve--------------------------243

31. Temeljellje na bUl1arima

X Duboko-indirektlw tellleljenje

Prilikom izbora dijametra bunara treba voditi racuna i 0 moguenosti rada u bunaru, koje se obavlja rucno (rjede) i mehanizovano kod veeih gradevinskih zahvata. Minimalni unutarnj i promjer moze da iznosi 1,0 m, ali je bolje da je veei, sto je ovisno i 0 velicini temeljne konstrukcije i dubini bllnara. Uobicajeno je da se do 3,0 m promjera bllnar smatra uzanim, a od 3,0 - 6,0 m i vise, siroki bunar. Danas se izvode bunari znatnih sirina (do 30,0 m) i velikih dllbina (do 100,0 m), tako da se moze govoriti i 0 veoma sirokim (preko 10,0 m) bunarima, koji se koriste za velika optereeenja i znacajne dubine. Kod obimnih i slozenih radova iznad vode praktikuje se i izrada montafuih dijelova bunara, koji se kao plovni objekti dopreme na mjesto ugradnje i kranom ugraauju i mehanizovanim iskopom spustaju na projektovanu dubinu. Pored bunara sa jednostrukim zidom, koji su prethodno objasnjeni, u svijetu su izvedeni vrlo veliki bunari su duplim zidovima, koji su medusobno povezani radijalnim zidovima (Tomlinson i Boorman, 1995).

31.4. IZVODENJE BUNARA KAO TEMELJA Izvodenje bunara ovisi 0 terenskim uslovima, tehnickim sredstvima i vrsti materijala. Oni se mogu izvesti na: 1) TIu, i na mjestu spustanja bunara, kadaje najjednostavniji postupak rada; 2) vjestacki napravljenim ostrvima, kada je voda relativno plitka, iii se za ove svrhe zagatima formira prostor za izradll i spustanje bunara; 3) skelama iIi plovnim objektima iznad vode i na mjestu spustanja bunara; 4) suhom doku, kada se dijelovi bunara (posebno donji dio bunara sa nozem) osposobljav~u za plovidbu, u kome slucaju se dno bunara privremeno zatvori vodoneproPllsnom konstrukcijom. ali lagahnom za uklanjanje prije spustanja. Kod izvodenja bunara kao temelja treba realizovati vise faza radova kao npr.: (i) geotehnicko istrazivanje tia, kako u fazi izvodenja ne bi bilo iznenadenja i promjene rjesenja, kao sto je bilo slucajeva; (ii) izrada bunara; (iii) postavljanje, spustanje i kontrola vertikalnosti; (iv) kopanje i ispllmpavanje vode; te (v) ispunjavanje bunara i izrada nadglavne ploce i konstrukcije objekta.

31.4.1. IZRADA I POSTA VLjANJE BUNARA Izrada samih bunara ovisi 0 vrsti materijala od kojeg se gradi, lokaciji i dubini na koju se bunar spusta, mjestu izrade i nacinu eventualnog transporta, Je metodi spustanja.

244-----------------------------------------------Temeljenje

Zidani bunari, kao i bunari od nearmiranog betona u klasicnoj iIi kIiznoj oplati, grade se na poravnatom sabijenom tlu na mjestu njegovog spustanja. Na tacno postavljenom nozu i prstenu zida se, odnosno betonira u oplati, stijenka - zid bunara. Ako dubina bunara nije velika, ozida se, odnosno betonira, cjelokupna visina bunara prije njegovog spustanja. Kod veCih dubina izvede se jedan dio visine zida, saceka da vezivo ocvrsne, kada se spusta dio bunara i prema potrebi nadoziduje, odnosno nadobetonira i postepeno spusta do potrebne dubine. Na mjestu prekida obicno se izvode armirano-betonski serklaii (libazni slojevi), koji se po vertikali vezuju za prsten now bunara. Armirano-betonski bunari rade se obicno u kliznoj opiati, u cijeloj svojoj visini, iIi u dijelovima liZ postepeno spustanje, sto ovisi 0 dubini bunara. Kod radova sa prekidima treba obratiti paznju na spojeve betona i nastavke armature. Betonske, armirano-betonske i prednapregnute bunare izvedene od montaznih prefabrikovanih prstenova treba dobro povezati u jednu cjelinu celicnim sponama, iii na drugi nacin, uz dobro zaptivanje meduspojnica. Bunari se rade i na skelama iznad vode iIi na plovnim objektima. Postupak izrade je isti kao i na tlu, sarno treba rijesiti nacin kacenja, prenosa i spustanja bunara do vode i kroz vodu do povrsine tla. Radi dizanja i spustanja potrebno je bunar vezati u vise tacaka, tako da bude sto stabilniji i sigurniji za postavljanje na pravu lokaciju i u tacnom polowju. U toku cijelog spustanja potrebno je stalno kontrolisati njegov polozaj do kote temeljenja. Kada se bunari postavljaju dizalicama, iii kada se dopreme kao plivajuei elementi pa se potapaju na mjesto temeljenja, tacnost njihovog postavljanja najteze se ostvaruje. Netacnost postavijanja bunara nije lahko popraviti u toku spustanja kroz tlo, te se moze desiti da bude i veea ekscentricnost, sa kojom se obicno ulazi u proracun. Izrada, podstavljanje i kontroia bunara izvedenog na tIu je lakse u odnosu na ostale nacine, ali je neophodna uspostava stalnih tacaka za kontrolu polozaja bunara u fazi izrade i njegovog spustanja.

31.4.2. KOPANJE I SPUSTANJE BUNARA Kopanje u bunaru moze biti u subom iii pod vodom, sto ovisi 0 vrsti materijaia, njegovoj propustljivosti i nivon podzemne vode. Ovisno 0 ovim elementima moguee su razne metode i nacini rada sa raspolozivom opremom. Ako se zeli i postoje uslovi da se kopa u tlu sa podzemnom vodom u suho, onda se moraju koristiti pumpe, cime se omogueuje kopanje i ispod samoga now bunara. Kada se kopa u suhom, ako nema podzemne vode, iii se ona lahko moze ispumpati, moguee su intervencije i sa radnicima u bilo kojoj fazi spustanja bunara (sl.31.5.). Rad u ovakvim uslovima je najprikladniji, jer se moze kopati obicnim TemeJjel/je

245

31. Temeljenje na bwwrima

X Duboko-illdirektllo temeljenje

sredstvima, rueno iIi masinski, pomocu raznih vrsta hvataca materijala (sI.3I.5.-b i c), a prepreke se u toku spustanja lahko savladavaju. Kod evrscih materijala koristi se tezi hvatae (sl.3 1.5.-c), koji se pusta sa visine da otvoren pada i zabije u tIo, a pri podizanju se stegne i iznosi materijal vani. Cesto je potrebno potkopavanje ispod ilili izvan noZa, sto je u ovome slucaju rada u suhom izvodljivo, a moguce je koristiti i vodu pod pritiskom.

Kada se bunari spustaju ispod nivoa podzemne vode, moze se voda ispumpavati, kao i u drugim otvorenim gradevinskim jamama. Pumpanje vode ne izaziva posebne poteskoce kada se bunar spusta u materijalu sa malim koeficijentom propusnosti, kao sto je glinovito ifili prasinasto tl0. Medutim, u pjeskovitom i sljunkovitom materijalu velike vodopropusnosti, priliv vode je znatan i moze se savladati jedino Jakim pumpama, ali tada postoji opasnost od hidraulickog sloma. U ovome slucaju nastupa naglo prodiranje materijala u bunar zbog velikog ulaznog gradijenta ispod noza i erozije materijala (s1.31.6.-a-lijevo). Radi ovoga se voda ispumpava sarno do izvjesne relativno maJe dubine iskopanog bunara. Kada, ipak, bunar treba dublje spustati u sitnozrnom materijalu, radi se iskop pod vodom raznim mehanickim napravama. U ovome slucaju nivo vode u bunaru odrZava se u visini podzemne vode iIi nesto iznad ovoga nivoa. Tada voda struji iz bunara u tIo i pozitivnim strujnim pritiskom stabilizira tlo oko dna bunara i spreeava njegovo prodiranje u bunar.

@

@

v I

SI.31.5. Faze izvotienja i spustanja bunara (a): izrada prvefaze (I), iskop i spustanje Ifaze (If), nadobetoniranje druge faze (Ill), spustanje i iskop If faze (IV), zapunjavanje bunara (V); hvatac za mater(ja! sa manjom evrstocom (b) i vecom evrstocom (c). -. . . . . . . . . .

1) Faza spustanja bunara pnclllJava najvece poteskoce zbog potrebe savladavanja otpora trenja po obimu bunara. Savladavanje trenja postize se obieno na sIijedeci naein: a) tezinom bunara, koja treba biti veca od sila trenja; b) nanosenjem opterecenja na bunar, koje mora biti centrieno; c) potkopavanjem ispod samoga noza bunara, Cime se eJiminise otpor tla odozdo (s1.31.6.-a); d) utiskivanjem vode pod pritiskom ispod noZa iii po obodu bunara, sistemom ugradenih cijevi i mlaznica; e) koristenjem bentonitske tiksotropne smjese po obodu bunara. U slabo nosivom tIu (mulj, zasicen pijesak) savladavanje trenjaje lahko, a ponekad nastupa i brzo tonjenje bunara u tlo. U ovome slucaju bunar se obieno pridrZava sa skele i blagovremeno nadoziduje, odnosno betonira, kako ne bi tonuo svjeze izgraden dio zida bunara. 246---------------------=~~-----------------­

Temeljellje

.

:0 vaDA ®

.' ® .

POD PRlT1SKOM VODA Pqo PRlTlSKOM U IZVLACNOJ CIJEVI IZ NOSENJE ISKOPANOG MATERIJALA

SI.31.6. Spustanje i kOPaJ~ie bunara: iskop pod vodol11 ilili iskop uz pumpanje vode (a), iskop hidroejektorom (b) i ispravljanje bunara u tlu (c), horizontalnom (Fl) vertikalnom (V) ilili zateiucom silom (2), kao i vodom pod pritiskom (1).

U sljunkovitom tIu opasnost od hidraulickog sloma tla oko noza bunara je manja, ali je veca vodopropusnost, pa su potrebni mocni kapaciteti pumpi za odrZavanje niskog v6dostaja. Zato se u takvim materijalima, takoder, redovno kopa bagerima ne ispumpavajuci vodu (sl.3l.6.-a). Za kopanje u pjeskovitom i prasinastorn tlu koriste se ejektori na zrak iii vodu (sI.31.6.-b). Princip rada sastoji Temeljenje

247

31. Temeljellje fla bUflarimo

X Duboko-indirekmo temeljellje

se u ubacivanju zraka iIi vode kroz manju cijev pod pritiskom, eime se razara tlo, a kroz drugu cijev veceg preenika izvlaei se zajedno voda i materijal. Kada se materijal kopa pod vodom, moguce su razne prepreke, kao sto su panjevi, samd, tvrdi proslojci i sl., kada se mora intervenisati roniocirna, sto usporava izgradnju temelja na bunarirna. Kada ima veci broj bunara u istom temelju, nivo vode moze se sniziti pomocu pumpi postavljenih u vee zavrsenim bunarima iliIi izmedu njih. Na ovaj naCin moze se formirati depresivna Iinija i omoguciti iskop u suhom. U toku spustanja bunara formira se bocni pritisak, koji nije ravnomjeran po povrsini omotaca, sto dovodi do naginjanja bunara. Isto tako, neravnomjeran iskop, pojave samaca i razlicitog sastava tia, neravnomjemo nalijeganje nom i sl. moze izazvati nepravilno tonjenje bunara, naginjanje i pomjeranje u stranu. Ispravljanje se postize: (i) kopanjem vise na jednoj nego na drugoj strani, potkopavanjem ispod nom na strani koju treba spustiti, (ii) podupiranjem sa strane na povrsini terena, (iii) vezivanjem gomjeg kraja bunara i povIacenjem, (iv) opterecivanjem jedne strane vise nego druge, (v) djelovanjem vode pod pritiskom na strani koju treba spustiti, odnosno vratiti (sL31.6.-c). U koherentnom tlu nije preporucljivo prekidati spustanje bunara na duze vrijeme, jer kada se jednom savlada trenje, poslije proces spustanja ide IakSe. avo i zbog toga sto kod duzih prekida doIazi do povecanja normaInih napona, a time i trenja, usljed plasticnog tecenja materijala.

pomocu zabijenih drvenih, eelicnih, iIi betonskih talpi, obieno okruglog oblika, i pijeska kojim se ispuni unutrasnji prostor. Na slid 31.7.-b dat je primjer temeljenja stupova mosta na brzoj rijeci Mississippi formiranjem vjestaekog pjeseanog ostrva od eelienih talpi, unutar kojih je nasut pijesak. Promjeri ostrva bili su 34,0 i 37,0 m, i bili su okruieni sa dva reda sipova (Blaine, 1947). NOZI~ BUNARA SA NOZEM U GRADNJI

@ NOZICA BUNARA PLUTA

r.2~~N_~~

ZAGAT

2) Ispunjavanje bunara zapocinje nakon njegovog spustanja do predvidene kote kako bi se dobio masivan temelj za konstrukciju. Veorna rijetko se bunar ostavlja nezapunjen, ali ima slucajeva da se izbetonira sarno jedan donji dio bunara, radi dobivanja veee nosivosti. Gomji dio zapuni se sIjunkom, pijeskom, kamenom iIi spar-betonom, do pune visine. Kada se radi pod vodom, najsigurnije je da se cio bunar zapuni betonom nize marke i obavezno izradi armirano-betonska konstrukcija nad bunarima radi prenosenja optereeenja na zidove bunara. 3) Spnstanje bunara iznad vode je slozenije i zahtijeva mocna sredstva za rad nad vodom. Ako je stopa bunara sa nozem iii ako su dijelovi bunara izradeni pored obale, oni se plutanjem dopreme na mjesto ugradnje i dizalicama postave na formirano tIo. Obieno se betoniraju na kolicima pored obale i poslije ocvrscavanja betona spuste cekrkom niz tracnice u vodu (sI.31.7.-a). Kod strmih obaia ovo se spustanje u vodu obavlja sa skele. Kod nizih vodostaja rijeke prave se vjestacka ostrva i sa tako formiranog prostora bunar se spusta u tIo. Kada su veci nivoi vode, "vjestacka ostrva" se prave 248

Temeljellje

MLAZNICE ZA PODMAZIVANJE (SUSPENZIJA)

SJECIVO NOlA

Sl. 31.7. Metoda izrade i spustanja donjeg gOlovog dijela bunara Iracnicama u vodu (a), te izrada i spustarlje bunara sa vjdlackog pjescanog ostrva osiguraog metalnim talpama za most Bauton Rouge na rijeci Mississippi (b), (Blaine, 1947).

Za izradu i spustanje bunara za stup mosta na rijeci Zambezi koristeni su pontoni, na kojima su instalirani svi pogoni za proizvodnju betona i Temeljcl1je

249

31. Temeljeflje na bUlla rima X Duboko-illdirektno teme(iellje

komprimiranog zraka, pumpna, elektro i termo postrojenja, sa kranovima i drugom opremom neophodnom za izradu, iskop i spustanje bunara (s1.3 J .8.). Na slican nacin izveden je veci broj temelja na bunarima za mostove na vecim rijekama i kroz mocne rijecne nanose (Tomlinson i Boorman, 1995).

Dva su glavna problema bila vezana za metodu izvodenja bunara: (i) dubina vode u toku godisnje sezone i (ii) razvoj trenja zbog velike dubine. Za savladavanje trenja koristeno je injektiranje pomocu bentonitske suspenzije (a na dnu i cementne) kroz posebno ugraden sistem cijevi i mlaznica (s1.3 L9.-b). Najdublji bunar imao je 1188 mlaznica ugradenih u 27 intervala po dubini.Analiziran je jedinicni koeficijent trenja na vise bunara

DERIK

K . tg8

'0

O"~ i

uzet je 0,33 0 a~ .

KRAN

@

@ 75 mm odvojena cijev za svaku visinu

SPUSTANJE VEZNANJEM -PRIPREMA KOMPONENTI BETONA

OiZAUCA

+9.80 ...l!..

>-

~

= 20 t60 1350 13-501.60

-53.5 SlABO GRANULIRAN $REDNJI SLJUNAK

SI.31.8.

Izrada, iskop i spustanje bunara sa plivajuCih - pontonskih pogona za most na rijeei Zambezi (Howorth, 1937).

U svijetu je izvedeno vise veoma dubokih bunara i znacajnih promjera za temelje raznih objekata. Tako je npr: za prelaz 230 kV dalekovoda preko rijeke Jamuna u Bangladeshu (BangladeSu) izvedeno vise bunara dubine preko 100 m, promjera preko 12,0 m (sI.31.9. - a). Smatra se da je ovo najveca dubina bunara u svijetu (Chandler, Peraine i dr., 1984; Hinch, Mc Doowall i dr. 1984.). Pri punom koritu protice 70.700 m3/s vode, kada dubina iznosi 38,0 m. Za izvodenje ovih bunara bilo je potrebno oko bunara izvrsiti potrebna osiguranja. Tlo u temeljnom dijelu bunara sastojalo se od zbijene prasine, fino zbijenog pijeska i sljunka. 250

Teme(ienje

OTPACI ISREDNJE GRANULIRAN SlJUNAK

.... 27.00

taC

20 100

o

20 1.8o

jJ30.60

·1

I

-4290

g~.U ~ I

_;0

1219 UTISKIVANJE - 48.20 M . m BENTDNINTSKE -"LI:\ 2.12 . -:j9~1m~~tLk~~~ SUSPENZIJE 2.201 FINO GRANULIRAN SLJUNCANI FILTER

r

1,\

V

\42..L90 ~48.20

ll~20

SI.31.9. Presjek bunara za stup dalekovoda u Jamuna rijcei - Bangladesh (a), sa tloertom

rasporeda injekcionog sistema za bentonitsku suspenziju (b). (Tomlinson i Boorman, 1995). Bunar za masinsku halu Hidmelcketranc Obrovae, presjek (c) i detalj stope hunara (d). Temeljenje

251

31. Temeljellje Ila bUllarima X Duboko-illdirekll!o temeljenje

@

POSTAVLJANJE BUNARA

. -" ~:-:O-'

Za smjestaj ispod zemlje komplet strojarnice Hidroelektrane Obrovac u Hrvatskoj, u laporovitim glinama, izveden je bunar - saht dubine 58,0 m i unutarnjeg dijametra 27,0 m (s1. 31.9.-c i d). (Croatian National Electricity, 1995). Smanjenje trenja po obodu sahta izvedeno je bentonitskom suspenzijom koja je utiskivana po cijelom obodu bunara. Temeljenje toranjskih stupova za most na Yokohama Bay, u Japanu, raspona 460,0 m, na grupi od devet otvorenih bunara dijametra 10,0 m, takoder je veoma interesantan primjer visokomehanizovanog konstrukterstva (s1.31.lO.). Dubina temeljenja bila je oko 80,0 - 90,0 m ispod visokog vodostaja u Yokohama Bay. Dijelovi bunara radeni su na suhom doku i sa privremeno zatvorenim dnom dovueeni plutajuci na gradiliste. Dizalicom sa plovnog objekta od 3000 t (sI.31.10.-a) postavljani su dijelovi bunara visine 27,0 m i uz kopanje grabilicom spustani do predvidene kote. U stijenskom masivu iskop je vrsen rotacionom busilicom (s1.31. 1O.-b). Bunari su zapunjeni betonom ina gomjem dijelu izvedena je konstrukcija mosta (Tomlinson i Boorman, 1995).

'.' "

31.5. OPTERECENJE I DIMENZIONIRANJE BUNARA Za dimenzioniranje zidova bunara i noZa sa prstenom bunara, potrebno je, Kao i kod ostalih konstrukcija, izvrsiti analizu opterecenja. Kod bunara to je, pored tezine bunara i konstrukcije, opterecenja koja se nanose prilikom spustanja bunara, opterecenja kod prenosa, trans porta, spustanja sa skele, iii kod plutanja na vodi, te sile trenja, koje se javljaju pri njegovom spustanju. Vrlo eesto se ne proraeunava konstrukcija malog bunara nego se konstruise empirijski na bazi iskustva. Oni se raeunaju tada kao sastavni dio temelja: na njihovu nosivost, opterecenje na tlo, kao i na stabilnost temelja skupa sa bunarom, kao dijelom teme1ja.

® I SKOP GR.'t"LI'~UM

POMOCU KRANA

31.5.1. OPTERECENJE BUNARA

Sl.3i.lO. Temeljenje Yokohama Bay mosta, Japan, na sistemu bunara: postavljanje i spustanje bunara sa broda dizalicom (a), te faza iskopa, spu.stanja bunara i buJenja stijenskog masiva (b), (Collrtesy of the Metropolitan Expressway Public Autority of Yokohama; Tomlinson i Boorman, 1995).

Proraeun same konstrukcije bunara odnosi se na: noz, prsten i zid bunara, a nekada i libafne slojeve, kao i na mogucu ekscentrienost cijelog bunara, koja moze nastupiti prilikom spustanja bunara. Proraeun noza bunara i vijenca vrsi se na opterecenja koja mogu nastati od naeina potkopavanja. Proraeunom se obuhvacaju vertikalne, boene, unutarnje i vanjske sile, pri eemll mogll nastupiti: pritisak, ekscentrieni pritisak, zatezanje i savijanje. Proraelln se provodi kao za otvorene sanduke i kesone, te ostale konstrllkcije kruznog oblika. Za silleaj kamenitog materijala treba raeunati na

252----------------------~~--------------------

Temelje/lje

Temeljel1je

253

31. Teme/jellje Ila bunarillla X Duboko-illdirekillo tcme/jcllje

neravnomjerno prenosenje opterecenja kao i na moguce udare pri spustanju bunara. Zid bunara racuna se na ravnomjerno rasporeden pritisak po obimu bunara i to od pritiska tla i vode i moguce horizontalne sile pri eventualnom ispravljanju bunara. Neravnomjeran pritisak nast~je cim se naginje bunar, pa treba zid bunara kontrolisati i na neravnomjerno rasporedeni pritisak na zid bunara. Za neravnomjerno opterecenje uzeti najvecu mogucu razliku u pritiscima. Pritisak od vode se ne mijenja dok se pritisak od tla mijenja i nije isto kod koherentnog i nekoherentnog tla. Poznato je da vertikalni (crv) i horizontalni (crh) napon u tlu, uz zidove bunara, linearno raste sa dubinom i iznosi (s1.31.11.):

}

stijenskom masivu, formiraju tri zone:(i) rastresita iIi rasteretna, (ii) ojacana, iii zona povecanih napona i (iii) elasticna iIi zona prirodnih napona (s1.31.12.-a).

@

@

plasticna raYon KOEFICIJENT

a

4 10 15

30

. '::,:.:;:.:

-

OJ;

~~

m. 06

08

N

I

""-

\ \ 1\1\

0

0

gdje je Ko-koeficijent mirovanja prije objasnjen.

-.J

.

Kada se bunar spusta, materijaI uz bunar se razrahljuje, posebno ispod nom, zbog potkopavanja, pa tu nastaje aktivno stanje sloma (sI.31.11.b), te se pritisak uz zidove bunara smanjuje na velicinu aktivnog pritiska (sI.31.11.-c) (Nonveiller, 1981).

/

I

/

I

.

.

I

6",

//~~O~OSlQ~OOEN~ N~PONA ~

, I

I

CD',

\

\ I \ I \r@

lm- I 200

I I

I

P=~O" I

I I

I

0ZONA GRAVITACIONIH NAPONA

12

I

111 =40'

100

®ZONA POVECANIH NAPONA

-

I I

.

p=35" l

&0

I

\

I

50

'"0z

10

I

f!

(31.1.)

@

0.2

I

~m",

L

SI.31.12. Distribucija bocnih napona na omotacu bunara: sema raspodjele napona (O"r. 0"1. 0"0) po dubini i stvorenim zonama (a), te dijagram za koeficijente bocnog napona (b) . . : : .'.

St.31.11.

~

.. '.

::.

'.

. '. ... "

"

"

Promjena napona pri kopanju bunara: naponi na povrJini prije (a) i u toku iskopa (b), sa dijagramom bocnog napona (c).

Distribuciju napona oko kruZnog otvora, prema teoriji elasticnosti i piasticnosti izucavali su mnogi autori. U osnovi se, nakon iskopa u tlu iIi 254

Temeljel1je

Prema Terzaghiju (1943), naponi oko iskopanog otvora u elasticnom poluprostoru mijenjaju se ovisno 0 odstojanju od oboda otvora (s1.31.12.-a). Normalni naponi u rad~jaJnom pravcu (cr,) smanjuju se od prirodne veJiCine na nulu, uz samu stijenku iskopa, dok se normalni tangencijalni naponi (crt) u smjeru tangente, povecavaju na dvostruku vrijednost prirodnog geoloskog (gravitcionog) napona (cr). Radijalni napon se povecava, a tangencijalni smanjuje, Temeljcllje

255

31. Temeljenje lIa bUlla rima X Duboko-illdirektllo temeljellje

pocev od iskopa u dubinu i na priblizno 5ro od osovine otvora doseze prvobitnu prirodnu veliCinu. U rastresitoj zoni iii zoni oslobodenih napona dolazi do ispadanja materijala, posebno u sipkom materijalu i do urusavanja, ukoliko nije osigurano podgradom, koja preuzima napon velicine ao• Prema teoriji plasticnosti dobije se da je tangencionalni napon (ar) normalan na radijalne ravni, u zoni iskopa, znatno manji od onoga dobivenog prema teoriji elasticnosti, a da radijalni napolli na grallici iskopa rastu do granicne velicine a o (sUl.l2.-a). U literaturi postoje izvedeni izrazi za normalne napone u radijalnom i tangencijalnom smjeru (ar i at), za oba stanja materijala, dok se napon na obodu iskopa (ao ) moze izraziti ovisno 0 tezil1i materijala (y) i radijusu iskopa (ro), u obliku: (31.2.)

Ispitivanjem specificnog trenja (koeficijenta trenja), kod izgradnje nekih mostova, ustanovljene su i vece vrijednosti od pomenutih. Tako npr.: pri spustanju 2 bunara kroz sljunkovit nanos dobiven je f=30 kN/m , a kroz prekonsolidovanu 2 cvrstu glinu f=11 kN/m (Nonveiller, 1981). Za normalno spustanje bunara treba u osnovi udovoUiti slijedecim uslovima: a) Tezina bunara (W) treba da bude toliko velika da se on potkopavanjem moze spustiti, tj.: (31.6.) W2T.

°

,

@

®

I"'

Koeficijent bocl1og napona (mer) dobije se za razne odnose z/ro, na slici

T

31.12.-b (Nonveiller, 1981).

t

~

31.5.2. TRENJE NA OMOTACU BUNARA Proucavanje trel1ja na omotacu bunara veoma je znacajno radi odredivanja tezine bunara u fazi spustanja. Kod proracuna trenja po omotacu bunara treba imati u vidu karakteristike pojedinih slojeva tla. Kada se ukupni otpor spustanju (T) racuna iz aktivnog pritiska (PA), ugla trenja (0) i eventualne adhezije (ell), moze se napisati izraz u obliku (sI.31.13.-a):

T=PA 'sinD+c a

'Z,

(31.3.)

iIi u opstem obliku: (31.4.) Laboratorijskim ispitivanjem ugla trenja (0) i adhezije (c a), izmedu omotaca bunara i tla, ne mogu se dobiti dovoljno pouzdani podaci, jer ovise 0 mnogo faktora. Radi ovoga se u praksi vecil10m racuna sa iskustvenim specificnim otporom trenja (f), te je sila otpora tla: T

= O· f,

(31.5.)

gdjeje: 0- .povrsina obima na kojoj se omotac bunara dodiruje sa slojevima tla Cm2); f- specificni otpor trenja izmedu omotaca i tla (kN/m 2), (tabela 14.6.). Specificni otpor (f) ovisi 0 vrsti i zbijenosti materijala i ispitivanjem je ustanovljeno da je do dubine 5,0 - 7,0 m linearno promjenljiva velicina, a dalje u dubinu priblimo konstantna vrijednost (sl.31.13 .-b).

256

Temeljellje

SI.31.13. Bocni pritisak i trenje na zidove bunara i ofpar prodiranju noia: bocni pritisak (P~ i trenje (T) na zidove bunara (a), razvoj specijicnog trenja if) po dubini (b) i olpor prodiranja na vrhu bunarskog noia (c).

Kada nije udovoljel1o ovoj jednadzbi, bunar se potkopaval1jem ne spusta, te ga je potrebno dodatno opterecivati. U ovome slucaju se materijal ispod nom utiskuje sa strane u bunar, tako da ukupna kolicina iskopal1og materijala biva veca od volumena temelja. Radi sigurnosti uzima se daje tezil1a bunara:

odnosno sila otpora:

W

P

Fs

Fs

T -:5 - , iIi T -:5 ~tgqJ; iIi

TA

(31.7.)

(PA ·sinD +c a ·z),

-:5 ; s

gdjeje: F s>1,5 - faktor sigurnosti (koeficijent sigurnosti Ks). Temeljelye

257

31. Temeljenje lIa bunanma

X Duboko-illdirekl1l0 temeljellje

b) Tezina bunara ne treba biti tolika da se noz previse duboko samostalno ukopa u tlo, a to nastupa kod nekontrolisanog tonje~a bunara. Maksimalna tezina bunara mora zadovoljiti relaciju: (31.8.) U ovom slucaju na noz djeluje kriticna sila sloma (Qr), cija horizontalna sila izaziva zatezuce napone u donjem prstenu bunara koje noz bunara mora sigumo preuzeti (s1.31.13.-c). U slucaju nejednakih slojeva moze se desiti da trenje drzi jedan gornji dio bunara, a donji dio da visi, te se pojavljuje zatezanje. Ovu silu treba da preuzme vertikalna armatura, a sila zatezanja dobije se iz razlike gornjih i donjih djelujucih sila. Kada je > W , treba dodati vertikalno opterecenje (P); ono treba u ovome slucaju da iznosi: (31.9.)

Debljina zidova bunara najceSce OVIS! 0 potrebnoj tezini za vrijeme spustanja, a ona je najcesce tolika da ne premasuje dopustene napone za beton. Kod vecih bunara dimenzioniranje njegovih zidova vrsi se za prije navedena opterecenja. Medutim, zbog najcesce neravnomjernog opterecenja tla po dubini omotaca, u racun se uvodi neravnomjeran pritisak tIa, dok je pritisak vode uvijek linearno promjenljiv po dubini (sI.31.14.-a i b). Pretpostavlja se da u jednom praveu djeluje na dubini z najveci moguci pritisak (s1.3 I.14.-b i e): (3l.l1.) Pm.x = Pw + Pa, a u drugom praveu najmanji pritisak:

Pmm :::: Pw'

(31.12.)

Sa ovom pretpostavkom dobije se sljjedeci odnos pritisaka, koji se koriste za iznalaienje statickih velicina:

LT L

Pmax >1',

tejeW'=W-l.

(31.13.)

Pmin

Faktor sigurnosti u ovome slucaju ovisi 0 tacnosti pretpostavljenog trenja i uzima se veci od 1,5 - 4,0. U praksi se za iznalaienje sila trenja koristi sila mirovanja (Po), uz koefieijent mirovanja (Ko=l-sincp), tj.:

Po

=!yY2(1-sincp), 2

te je:

}

Pmax

(31.10.) I

. 'I

., 1

otpor

1:

aktiYon

I

otpor

Na zid bunara djeluje aktivni pritisak tla (Pa), koji je obraden u prethodnim tackama, kao i hidrostatski pritisak vode (Pw), u eijelosti po citavoj dubini ako se voda ispumpava iz bunara, iIi sarno pritisak koji odgovara razlici nivoa vode u bunaru i izvan njega (51.31. 14.-a). Dok se spusta bunar, on se, takoder, moze nageti i tada nastaju momenti savijanja uzduz vertikalne osi, pa se mogu pojaviti zatezuce pukotine na omotacu. Za proracunate momente savijanja (s1.31.14.-d) potrebno je predvidjeti uzduznu armaturu. U ovome slucaju granicna vrijednost bocnog pritiska na zidovima bunara moze dostici vrijednost pasivnog otpora tla (Pp). 258

ii

'i

:: .... 1 I· :.

l I', i e :I ':,Tt TillI " "

31.5.3. DIMENZIONIRANJE ZIDOVA BUNARA

I

i j l ' .. .j.

iW-T .I

r

~

Pmin N

I.

"

H

1,,I

.

"

I

$:-~~··"""·:""f;;--+-MWB

1

.1

MW=(W-T){e+t)=

t- p.

z

SI31.14. Pritisak vode i tla na zid bunara (a). Distribucija ravnomjemih i neravnomjernih pritisaka sa statickim ve!icinama na isjecku u horizonta!noj ravni bunara (b. i c) (Kostic, 1968). Oplerecenje i momenti pri naginjanju bunara (d), (Nonvezller, 1981). ----------------------~~~-------------------259

Temelje/1je

Temeljellje

31. Temeljenje na bUflarima X Dubolw-indirektllO lemeljenje

Indian Roads Congress (1984) preporucuje jednadzbu za proracun debljine stijenke bunara (ali ne manje od 0,5m):

Za kruzni presjek momenti i normalne sile u tackama presjeka a i b dobiju se iz izraza za (Kostic, 1968 ): momente:

d = KBJi (m), (31.18.) gdjeje: konstanta ovisna 0 vrsti tla i tipu bunara (tabela 31.1.); KB(m)- vanjski dijametar bunara kruznog oblika; I (m)- dubina bunara ispod niskog vodostaja vode, iii nivoa t1a, uzima se veca vrijednost.

Ma

= -0,149 Pmin

Mb

=+0,137p

. r2 . OJ';

.. r2 . OJ'·,

mID

normalne sile:

(31.14.)

= P min' r(l + 0,785· OJ')' Nb = Pmin . r(l + 0,50· W'). Na

31.6. BUNARI KAO TEMELJI OBJEKATA

Za ovakvo ekseentricno opterecenje naponi se dobiju iz poznatog izraza:

au

N

M

=A ± w

(31.15.)

a za slucaj ravnomjemog opterecenja centricni pritisak bit ce: N = p' r. (31.16.) . D~n:enzio~~ira se ~o te.oriji armiranog betona, obicno donji, kao najvise opterecel1l, I gOffiJl kao naJmanJe optereceni presjek. U literaturi postoje iskustveni izrazi za dimenzioniranje zidova bunara. Tako npr. obrazae Lamea irna oblik:

d

={

-1 JYz ,

a a-2p

(31.17.)

11k1X

gdje je: 0"- dopusteni napon rnaterijala zida bunara. Vrijednosti koeficijenta K za definisanje debljine bunam ili sanduka za temeljenje Tabela 31.1.

VRSTATtA PRETEZNO PRETEZNO PlESKOVITO GLINQVITQ 0,030

0,033

0,039

0,043

0,047

0,052

0,062

0,068

2M--------------------~~~-------------------

Teme/jellje

Bunari obicno cine sastavni dio temelja objekata, odnosno konstrukeije, na tIu ili iznad vode. Zbog ovoga je potrebno izvrsiti analizu nosivosti bunara i tia ispod njega, ukljucujuci ejelukupno opterecenje objekta, racunajuci sistem kao stabiine temelje oslonjene najcesce preko povdine dna bunara.

31.6.1. PRIMJENA BUNARA !(AO TEMEUA Bunari se kao temelji primjenjuju pojedinacno iIi u grupi. Nacin primjene velicini i koneentrisanosti opterecenja, velicine odnosa vertikalnog i horizontalniog ukupnog opterecenja, oblika temeljne konstrukeije, kao i od nosivosti tla na koje se oslanja bunar. Pojedinacni bunari su manjeg prornjera i nalaze se ispod terneija, sarno na pojedinim mjestima i na vecem odstojanju. Oni su najcesce optereeeni vertikalnim malim opterecenjima. Stopa temelja iznad bunara, ako je sira od dimenzije bunara, treba da je bar 30 - 50 em izvan iviee bunara radi obezbjedenja rnoguenosti skretanja bunara pri njegovom spustanju. Samostalni bunari su vecih promjera i obicno nemaju temeljnu stopu, vee bunari zamjenjuju samostalne masivne temelje. Ako je sarno jedan bunar, onda je on obicno velikog precnika, sto ovisi 0 vrsti i dimenzijama konstrukcije. Ispod dalekovodnih, telekomunikaeionih i drugih stupova obicno su samostalni i veei bunari, kao i bunari za druge namjene (sl. 31.9.). Cesci je siucaj da ima dva iii tri bunara u jednom redu, sto ovisi, takoder, od veliCine bunara i duzine konstrukeije iznad bunara. Ispod mostovnih stupova najcesce se projektuju dva iii tri bunara, koja se konstrukcijom stuba medusobno povezu. Ispod kejskih zidova na pristanistima moze biti u jednom redu vise bunara povezanih kejskom konstrukeijorn. U ovome slucaju mora se voditi racuna 0 rnedurazmaku, koji treba da iznosi minimum 1,0 m, kako ne bi bilo poteskoca pri spustanju bunara. Kadaje OVISl 0

Temeljenje

261

31. Temeljenje na bunarima

X Duboko-indirekmo lemeljenje

veei razmak izmedu bunara, mora se predvidjeti konstrukcija za prenosenje optereeenja sa kontinualne konstrukcije na bunar. Cest je slucaj izgradnje bunara veem promjera na vodi, kao sto su, naprimjer, mostovni stupovi. Da bi se izbjeglo suzenje profila za proticanje vode, izvode se nekada bunari sa gomjim krajem ispod nivoa terena. Da bi se bunari mogli spustiti, a i radi obezbjedenja izvodenja donjih dijelova mostovnih stupova, izvodi se privremena zastita oslonjenja na konstrukciju bunara sa visinom do iznad niskog nivoa vode. Kada se ovi radovi zavrse, uklanja se ova privremena konstrukcija. Bunari u grupi obicno su mali i u veeem broju obuhvaeaju siru temeljnu stopu, slicno sipovima veeih promjera. Raspored bunara u osnovi moze biti slican rasporedu sipova ispod temelja. Kod ovoga vaZno je predvidjeti dovoljno meduodstojanje radi mogucnosti rada i eventualne devijacije bunara.

tezina gomje konstrukcije; komponente horizontalne sile konstrukcije; Hxi HyGI = VI 'Yb- tezina stupa i temelja iznad najnizeg nivoa vode; G2 = V2 • tezina temelja (bunara) ispod najnizeg nivoa vode;

G-

r; -

WI = I VI .

r-

W 2 = t V2

r' - tezina tla ispod NPV;

•

tezina tla iznad NPV; jedinicna tezina materijala iznad i ispod NPV; jedinicna teZina hetona iznad i ispod NPV;

@ T--' I

I

31.6.2. PRORACUN TEMELJA NA BUNARIMA Nacin proracuna nosivosti bunara ovisi od njegova oblika i velicine, kao i od tla na koje se oslanja bunar. Bunare ne bi trebalo racunati na nosivost trenjem izuzev kod sasvim malih bunara, a u tom slucaju se mogu tretirati kao sipovi velikih promjera. Za temelje znacajnih inzenjerskih konstrukcija bunare treba racunati kao stabilne temelje, koji se oslanjaju sarno preko donje povrsine bunara. Pojedinacni bunari ispod konstrukcija na vecim odstojanjima racunaju se za vertikalna optereeenja, jer su horizontalna optereeenja u ovim slucajevima obicno neznatna. U izvjesnim slucajevima potrebno je provesti proracun za ekscentricitet, koji moze nastati pomjeranjem bunara pri njegovom spustanju. Mali bunari u grupi staticki se tretiraju kao grupe nezavisnih elemenata vezani krutom temeljnom plocom, slicno vertikalnim sipovima u grupi. Prema tome, treba proracunati nosivost tla ispod bunara i njihovu stabilnost. Prvo se u grupi bunara nadu opterecenja najvise opterecenih bunara prema polozaju rezultante optereeenja, pa se za ta optereeenja provjeravaju ivicni naponi na tlo ispod osnove bunara. Samostalni bunari se u statickom pogledu proracunavaju gotovo uvijek kao masivni temelji sa svim nepovoljnim opterecenjima. Ne racuna se sa bocnim optereeenjem tla, vee se iznalaze ivicni naponi na tio, kao i stabilnost na prevrtanje i klizanje. Koje sile djeJuju i kakav je generalni princip proracuna temelja nad bunarom, vidljivo je iz primjera na slici 31.15. - a. Na temelj dimenzija LxB, koji je optereeen silom G i horizontalnim silama Hx i Hy, djeluju opeenito slijedece sile: 262

I

I

-i.- -.----HeX(ey ) I_

B(L)

.,

Sl.3I.I5. Sematski prikaz proracuna napona pod temeljom ispod bunara ~mnduka B·L) (a) (Nonveiller. 1981). i prikaz pojacanja cepa (nakon njegove izrade pod vodom) poslije ispumpavanja vode (b).

Ukupna vertikalna sila, sa izracunatim tezinama, koja djeluje na temeljnu plohuje: .

Q=G+G +G2+~ +W2 =G+~ j

·rb +V2 'Y~+t~ 'Y+Y2 -r'·

(31.19.)

Pomoeu ove sile i horizontal nih komponenti Hx i Hy opterecenja stupa izracuna se graficki iii analiticki rezuitanta R i njeno sjeciste sa temeljnom plohom ----------------------------~~~e-m-elj~·e-,y~·e-------------------------263

Temeljenje

31. Temeljellje na bUllarima X Duboko-illdirektJlo teme/jel1je

i Grnin - maksimalnim i minimalnim opterecenjem, koja treba racunati sa Yb i Y'b, tj. betonom iznad i is pod odgovarajucih nivoa vode; HI i H2 - horizontalnom silom upravno i u pravcu glavne ose; MI i M2 - momentima oko duze osovine i sa njom paralelno. Ispod nivoa jednog bunara, pored pola opterecenja od Gm", i Gmin , djeluje tezina bunara (G I ) i tezina tla (G 2 ), koje treba racunati sa y' b i y'. Ispitivanjem se trebaju ustanoviti parametri cvrstoce na smicanju kao i proracun dopustene nosivosti t1a (O"t). G max

(tacka A) udaljeno ex i ey od tezista temeljne spojnice. Iz ovih podataka izracunavaju se ivicni naponi (0"1.2) na svim uglovima temeljne plohe. Ekscentriciteti se dobiju iz izraza:

ey

=

(h+D) Q (31.20.)

®

1 1 ex < - B· e y ::; - L ; za pravokutan presjek, - 6' 6

f----- L ---->-I

---------

kada se ne pojavljuje zatezanje. Ekscentricitet (e, i e y) ovisi 0 velicini horizontalnih komponenti opterecenja i ukupne tezine temelja. U proracunu opterecenja Gedn.31.19.) nisu uzeti U obzir sile trenja (T) i aktivni pritisak (Pa) na omotacu bunara (sanduka), racunajuci da ce se one vremenom smanjiti, iii nestati, sto bi inace smanjilo ukupnu silu (Q). Ako ekscentriciteti nisu veliki, nije potrebna velika tezina ukupnih temeija, te se ostavlja supljina u bunaru. Nakon spustanja bunara izbetonira se obicno betonski cep pod vodom (I faza) i poslije ispumpa voda iz bunara. U ovome slucaju tezina cepa treba da bude tolika da se odupre razlici pritisaka vode, tj. (s1.31.15.-b): (31.21.) h· y; = y w' te je visina cepa:

hw

1

h=-, hwYw'

(31.22.)

Yb

Teng(l962) daje empirijske izraze za debljinu cepa (Braja, 1995). Kada se ispumpa voda, moze se injektiranjem ojacati kontakt izmedu bunara, cepa i tla, cime se obezbjeduje bolji prenos sila na tlo. Po potrebi moze se ojacati armirano-betonskom plocom da bi se potpuno osigurao prenos sila sa zidova bunara na tIo. Kod prevelikog ekscentriciteta na temeljnoj plohi ukupna tezina moze se povecati zapunjavanjem supljeg prostora sljunkom, pijeskom iii mrsavim betonom. Ako se popunjava bunar mrsavim betonom, nije potrebno izvoditi armiranobetonsku plocu,jer se sile direktno prenose na temeljnu plohu. Za jos jedan prakticni primjer daje se generalni princip proracuna dva bunara, kao temelja mostovnog stuba (s1.31.16.), opterecenog u visini gomje ivice bunara sa: 264 Temeljellje

S1.31.16. Prikaz temelja stupa mosta na dva bunara: poduini presjek (aJ, popreeni presjek (b) i tlocrt bunara (c).

Za pretpostavljene dimenzije bunam (s1.31.16.) proracuna se maksimalni vertikalni pritisak na bunar od vertikalnog opterecenja stupa (G maxl2), tezine bunara (G 1), tezine tla oko i iznad bunara sa y' (G 2) i od momenta (M 2), tj.:

" '= G max • G 2'

G -Vy" 1 -

1

b'

G =Vy'· 2

"

G =M 2

h

(31.23.)

taka da ce ukupno vertikalno opterecenje iznositi: ----------------------------~T~e/-ne~lj~e1~lj~e----------------·---------265

31. Temeljellje no bUlIarill1a

X Duboko-illdireklllo temeljel1je

LY = LG=G'+G +G j

2

+G3 •

(31.24.)

proracun slicni su kao I kod bunara, te ee se ovdje obrazloziti sarno oni elementi, koji se unekoliko razlikuju od bunara.

Zajedan (najoptereceniji) bunar proracunaju se momenti aka:

31. 7.1. PRIMJENA I OBLICI SANDUCASTIH B UNARA

M;=!(M +HI .h) 2 1 kraee ose: M 2' =-H ry • h, kao i poduzneose:

j

(31.25.)

2 -

sumarni moment:M

= ~(M;Y +(M~Y .

Iz prethodnog proizlazi na on na tlo:

LV

M W

=--+-=

a max

F

4'LY +32M -D;n

D~n

J 'l LD2~ + 8~ D2

(31.26.)

a max = 1,27 j

Na slican nacin proracuna se najmanji pritisak na tlo (Omin). Maksimalni napon treba biti rnanji od Odop za ispitano tio ispod bunara. Stabilnost na prevrtanje vjerovatno ne dolazi u obzir. a stabilnost protiv klizanja proracuna se iz najrnanjeg vertikalnog opterecenja Vmin i najveee horizontalne sHe:

Kod veoma velikih optereeenja, koja su koncentrisana na manjoj povrsini, primjena veceg broja okruglih bunara iii jednog veeeg bunara moze biti neekonomicna, radi cega se obicno koriste sanducasti bunari. Osim ovoga, sanducasti bunari su prilagodljiviji obliku temeljne konstrukcije, odnosno spoljnom optereeenju. Sanducasti bunari, isto tako, mogu biti povoljniji pri spustanju kroz tl0, nego vise krumih bunara, narocito kada je veea dubina temeljenja i u koherentnim materijalima, gdje pritisci mogu biti veliki i promjenljiviji. Radi veee slobodne povrsine za rad mogu se upotrijebiti efikasnija sredstva za iskop i pumpanje vode. nego kada su bunari manjih precnika. Kada se naide na smetnje, lahko je njihovo odstranjivanje zbog veeeg slobodnog prostora i mogucnosti primjene jacih sredstava za rad. Zidovi bunara optereceni su silama pritiska dok su zidovi sanduka izlozeni i savijanju, te bi u ovome slucaju prednost bila na strani bunara. Sanduci su pogodniji za prelaz na pneumatsko temeljenje, ako se u procesu rada ukaze takva pot reba. Za izradu sanducastih bunara gotovo iskljucivo se koristi armirani beton, a sarno u izvjesnim slucajevima mogu se kombinovati beton i armirani beton. Noz sandukaje najcesee od celika, a rjede sarno od anniranog betona.

(31.27.) B1=

a sila trenja izracuna se na jedan od objasnjenih nacina, npr:

T

= Vrnintg
i

Fs

=~

[[]O

i

i

2.5-4.0-5.0

l8:~~·

(31.28.)

~l

Za pretpostavljene dimenzije bunara (D j i D 2) izvrSi se kontrola napona. na

gornjern i donjem kraju bunara, prema izrazirna u jednadzbama 31.14. i 31.15., iii na bilo koji prije opisani nacin. VeliCina ekscentriciteta pronalazi se na nacin dat u prethodnom priIT\.ieru.

[]QO

s

1

!--B--!

I

~8 B----j

Sl.3I.f7. Sematski prikaz nekih oblika sandu('astih bunara sajednom (a,b,c,d) i vise (e,j)

31.7. TEMELJENJE NA SANDUCASTIM BUNARIMA Pored otvorenih bunara, u temeljenju objekata koriste se i otvoreni sanduci - sanducasti bunari raznih oblika i velicina. Njihova prirnjena, izrada, spustanje i 266

---------------------------~~e-m~elj~e-,y~e------------------------

komora.

Otvoreni sanduci. koji se nekada nazivaju i otvor;:n i kesoni, cine najcesce relativno velike objekte, za koje je potrebno izraditi projekte sa Tell1eljenje

267

31. Tcmeljcllje fla bUflarima

X Duboko-illdirektllo lemeljenje

statickim proraeunima. KOl1struktivni oblici u osnovi su razlieiti i prilagodavaju se dimenzijama i oblicima temelja konstrukcije. Obieno su pravollgaonog iIi kombinovanog oblika, bez podjeJa, iIi sa jednom ili vise unutrasnjih pregrada (s1.31.17.). Ove pregrade mogu biti privremenog karaktera, a uklanjaju prilikom punjenja sanduka. Boene vanjske strane rade se, kao i kod bunara, u nagibu, radi lal
@

® ~\~:-.::~ T~

1

""': ~.~ :

noz sanduka

©

d;:;15cm

l1

.. '.

E

E

u

::' III

u 0

'" 0 ,.,

-

I

hll

.. E u

:

l1 ~

.::' '.

~

o

N

t

L2

i

I

of! '?I'"

1 1

SI.31.18. Primjer pravougaonog poduinog (a), poprecnog (h) i horizontalnog presjeka (c)

sanducasiog hunara, sa detaljom vute (d).

268

Proracun temelja izvedenih pom06u otvorenih sandueastih bunara ne razlikuje se od proraeuna masivnih temelja izvedenih na uobicajene naeine. Statieki proraeun sastoji se u uobicajenoj analizi opterecenja, odredivanju debljine zidova sanduka optereeenih i momentom savijanja, te provjeri ivicnih napona na tlo ispod sanduka. U obzir dolaze: (i) opterecenja od konstrukcije objekta, (ii) vertikaina opterecenja od konstrukcije sanduka i tla, (iii) bocni pritisci tla i (iv) pritisak od vode. Kod proracuna treba uzeti u obzir najnepovoljnije opterecenje koje se moze javiti u toku gradenja.

+*1 1 0

@

0

20 1 0

2n 1 0

~

i----L1

31. 7.2. PRORACUN SANDUCASTIH BUNARA

@ VUTA

o?\: :'.': ~.

L2

Kada je otvoreni sanduk u vodi, pa je potrebna veca vis ina zidova nego za definitivan temelj, moze se na vanjskim zidovima za temelj izraditi privremeni tanji zid, kao i kod vee pomenutih bunara. Izrada, postavljanje i pumpanje vode iz sanduka slicno je kao i kod opisanog nacina za bunare. Sve aktivnosti na formiranju temelja sa sanducima slicne su fazama rada za temelje na okruglim bunarima. Zapllnjavanjem komora sandllka mogu se vrsiti razne kombinacije, ovisno 0 polozaju eelije prema spoljasnjoj strani temelja. Kombinovano zapunjavanje komora, posebno je pogodno kod izrade kejova iIi potpomih konstrukcija. .. Cest je slucaj temeljenja na vise otvorenih sanduka kada se onl povezuJu annirano-betonskom konstrukcijom. U ovome slucaju pojedine komore mogu se izvesti na manji~ visinama, sto ovisi 0 vrsti gradevine i statickim zahtjevima.

Temeljenje

2 0 +-1-.1..-_-1

SI.31.19. Sematski prikaz proracuna zida sanduka:

aktivni pritisak fla (a). sema opterecenja jednog odsjeeka rama (h), dijagram momenata sanduka (c), za jedan odsjeeak visine, sa semom djelovanja sila u presjeku (J)-( 1).

--------------------------~~~ell-u~lj~el~ije--------------------------269

31. Temeljellje Ila bUllarima

X Duboko-illdirektllo (emeljellje

Sanducasti bunari racunaju se kao zatvorene ramovske konstrukcije, sa bocnim pritiscima tla i vode, koji imaju trouglastu raspodjelu pritiska po dubini. Staticke veliCine pritiska (Pn) odreduju se za razne visine sanduka (Din), s tim da se trouglasto opterecenje zamijeni ravnomjernim opterecenjem za pojedine vertikalne zidne odsjecke (sl.31.19.). Pri ovoj pretpostavci treba imatj u vidu da moze nastupiti neravnomjerna raspodjela tla usljed razlicitog sastava tla i neravnomjernog nalijeganja noZa sanduka. Zbog mogucih udara, pri!ikom spustanja sanduka, potrebno je racunati sa dinamickim koeficijentom iIi povecati koeficijent sigurnosti. Kako su stranice bunara kratke, tj. ograllicene su duzine, ne moZe se u potpunosti razviti aktivni klin, radi cega se vrsi redukcija aktivnog pritiska (s1.31.20.-b). Sile trenja (T) koje djeluju kao dodatni otpor na krajevima aktivnog klina utjecu na promjenu ukupne velicine aktivnog pritiska tla na zidove masivnog temelja. MoZe se dokazati da je sila aktivnog pritiska (LP' a), uzimajuci u obzir sile trenja (T),jednaka (Nonveiller, 198 1): (31.29.)

(31.30.)

opterecenje na sanduk (ram) na nekoj dubini z na bazi kojeg se proracunaju momenti savijanja na zidovima bunara - rama (sI.31.20.-c). KoeficUent a redukcUe aktivnog pritiska (Nonveiller, 1981)

U konstrukciji sanducastog bunara proracunava se: (i) noz i prsten sa nOZem, (ii) zidovi, (iii) ukrucenja, i/ili (iv) tavanice, ukoliko se prelazi na pneumatsko temeljenje. Noz se racuna kao da je oslonjen po cijeloj duiini iIi djelomicno sa bocnim pritiscima sa unutarnje i vanjske strane, kao konzola iz zida. Sistem konstrukcije zida za horizontalna opterecenja je zatvoren ram, sajedllim iii vise otvora, izlozen savijanju i aksijalllom pritisku, od opterecenja tlom i vodom (s1.31.19.-a i 31.20.-c). Treba voditi racuna da je svaki presjek zida sanduka iz!ozen ekscentricnom pritisku (sI.31.19.-b).

@

@

@

t' . D I

I

L

... 1


:J J.,.KA"rz

z

.1

Sf. 31. 20. Opterecenja i momenti savijanja horizontalnih presjeka bllnara: vertikalni presjek (a), opterecenje pritiskom fla i vode (b), flocrt optereeenja i momenata savijanja na dubini z ( c).

Uzimaju6i: K,,=l-sin

!1

Tellleljellje

S/.31.21. Ekstremna opterecenja II vertikalnom llzduinom presjekll sandllcastog bllnara: teiina .'Ie prenosi na krajeve noia (a), odnosno na srednji dio noia (b), (prema Nonveilleru, 1981 ).

Pri spustanju sanduka moze se desiti da se prenos tezine koncentrise samo na neke dijelove noZa. Moguca su dva ekstremna slucaja:(i)cjelokupna duzina prenosi se na kracu stranicu, kada se dobije najveci moment savijanja u uzduznim zidovima sanduka, kojim se odreduje potrebna armatura u vijencu noZa (sI.31.21.a) i (ii) cjelokupna tezina prenosi se na srednjem dijelu duze stranice sanduka, ----------------~----------~T.~e-m-elj~·e-,v~·e-------------------------271

31. Temeljcnje

/lG

bUllarima

X Duhoko·indirektllo temeljelye

kada se dobije moment savijanja, kojim se definise uzduzna armatura u gomjem dijelu sanducastog bunara (sI.31.21.-b). Maksimalni momenti za ova dva slucaja nesimetricnog opterecenja noza dobiju se iz izraza, prema slici 31.21.:

1M max

= ~ (W -T{ ~

-a}

zaFzI , (31.31.)

II

M max

=-~(W -T{ S-~b) zaF 2 \ 2'

Z2

.

31.S.1. PRIMJENA, IZRADA I SPUSTAN]E SANDUKA SA DNOM Primjena sanduka od armiranog betona sa dnom ogranicena je sarno na slucajeve temeljenja objekata u vodi vece dubine. Njihova primjenaje pogodna na lokacijama koje posjeduju dovoljnu nosivost na samoj povrsini tla. Medutim, oni se koriste i u slucaju slabije nosivosti povrsinskog tla, stirn da se na jedan od mogucih tehnickih zahvata izvrsi ojacanje tla kamenim nabacajem iii se izbageruje slabo tIo (s1.31.23.). Ovakvi sanduci se rijetko primjenjuju ako se nosivo tIo nalazi duboko ispod povrsine t1a pod vodom. U izvjesnim slucajevima sanducasti bunari sa dnom se kombinuju sa sipovima preko kojih se opterecenje prenosi na dublje slojeve tla (sL31.24.-b).

Ovakav proracun ponavlja se za razne faze spustanja sanducastog bunara po dubini z, kako bi se nasla najveca armatura IFz u vijencu noZa i 2Fz u gornjem dijelu, te u raznim dubinama sanducastog bunara. Osim ove horizontalne armature, potrebna je i vertikalna armatura povezana za vijenac noZa, kako bi se osigurala cjelina sanduka, pri njegovom spustanju. Eventualne napone zatezanja, koji bi nastali zbog djelimicnog "ovjesenja" sanduka tokom spustanja, treba da preuzme ova vertikalna armatura. Iznala.zenje momenata i provjera napona sanducastog bunara pri njegovom naginjanju kod spustanja predoceno je slikom 3L 14.-d., a metod proracuna napona ispod temelja sanducastog bunara slikom 31.15.

@

B,:: 3.0-5.0-

i

3.060 10·5.0

Sanduci sa dnom su po obliku slicni sanducima bez dna. Konstrukcija je izvedena od relativno tankih armatumo-betonskih zidova, ploca i dna povezanih u jednu simetricnu, iIi asimetricnu cjelinu, obicno ojacanu u uglovima vutama (s1.31.22.). Mogu biti sarno sa jednom iii vise eelija razlicitih visina, koje se mogu koristiti kao samostaIne iIi medusohno povezane. Specificnost ovih sanduka je u tome sto se projektuju i proracunavaju ne same za nosenje, vee i za plutanje na vodi. S obzirom, da imaju dno, kroz sanduke se ne moze vrsiti kopanje vee prije njihovog spustanja na projektovanu lokaciju tl0 mora biti dobro pripremljeno. Zbog tanke konsttukcije sanduka sa dnom, oni su lahki, za transport i spustanje kroz vodu, a ujedno su i sastavni dio temelja, a tada se obicno popunjavaju materijalima koji nisu skupi. Ovi i drugi elementi doprinose da ovakva temeljna konstrukcija ne bude skupo rjesenje.

272

Te/lleljenje

1

@

+-31.8. TEMELJENJE NA SANDUClMA SA DNOM

B,::3.0-5.0

1 D

1

St.3].22. Primjeri simetricnih (a,b,d) i nesimetricnih (c) sanduka sa dnom, sa konzolnim ispustima i bez njih.

Najcesee se ovi sanducasti bunari koriste za kejske zidove iJili zastitne, odnosno potpome konstrukcije temeljene u vodi. U ovome slucaju zidovi sanduka mogu biti razlicitih visina, posebno onih do tla (s1.31.22.-c), kao i razlicitih debljina, ovisno u staticnom konceptu temelja (sI.31.22.-d). Gotovo uvijek su i niii zidovi izvan nivoa vode, a tada se sanduk vuce plivanjem do mjesta spustanja. Temeijenje

273

31. Temeljenje no bUl/arima X Duboko·illdirekmo lemeljellje

Izrada sanduka sa dnom vrsi se izvan mjesta ugradnje. Veoma rijetko se u praksi rade na skelama iIi na plovnim objektima. Obieno se betoniraju u oplati, na obali r~jeke i spustaju u vodu: (i) iz napravljenog doka, u koji se nakon betoniranja upusta voda i najlakse ukljucuje u vodni tok; (ii) putem rampe (s1.31.23.-a,b) sa kolosijekom i kolicima iIi bez njih (sL31.7.-a); te (iii) bagerovanjem dijela pjeseane obale oko izvedenog sanduka cime se on spusti u vodu (s1.32.5.-a). Sanduci sa dnom koriste se za temeljenje mostovnih stupova, ali najvise na objektima u kojima ima vise komada sanduka, pa je izrada na jednom mjestu najpogodnija. SpoIjasni nagibi zidova izvode se u blagom nagibu, sto ovisi od vi sine zidova i potrebnih debljina. Medutim, ovi kao i un utarnji zidovi mogu biti vertikalni, eime se omogucuje laksa izrada opiate. Debljine zidova obieno se krecu od 15 - 30 em, ali mogu biti i deblji. Za izradu temelja na odredenoj lokaeiji sanduci se dovlaee plivanjem i potapanjem se spustaju na predvidenu podlogu (s1.31.23.). Spustinje i postavljanje sanduka sa dnom vrsi se nakon pripremljene podloge na koju ce se osloniti dno sanduka.

Priprema podloge moze se vrsiti na vise naCina, ovisno 0 vrsti i nosivosti materijaia, te tehnickim sredstvima za rad. Kada je dno evrsto i ravno podloga se izgraduje od kamenog nabacaja (s1.31.23.-e), a ako je u nagibu, VTsi se poravnavanje bagerovanjem (sI.31.23.-c) Hi nasipanjem kamenim iIi otpadnim materijalom (sI.31.23.-d). Umjesto kamenog nabaeaja podloga moze biti izbetonirana pod vodom (sI.31.23.-f). Ovisno 0 vrsti konstrukcije, bunar sa dnom izvodi se i sa gornjom ploeom, na koju se oslanja stup mosta iIi neka druga konstrukcija (s1.31.24.). Dno bunara moze biti sa konzolama iii sa rubom koji spreeava isticanje cementnog maltera, iii injekcione smjese, kada se podloga zaptiva nakon spustanja sanduka (s1.31.24.a,c). Oblikovanje istaka na dnu sanduka moze biti u kombinaciji konzole i rubnog ispusta (s1.3L24.-c). U izvjesnim slucajevima sanduk sa dnom oslanja se na sipove kada se nosivo tlo nalazi na vecim dubinama (sL31.24.-b).

@)

S1.31.24. Temelj stupa mosta na sanducastom bunaru sa dnom i ploeom, na kamenom nabacaju (a), i ,~ipovima (b), sa detaljima injektiranja i zaptivanja kamenog nabaeaja ispod dna sanduka (c), gdje je: stub mosta (1), odzraeni ventil (2), balast po potrebi (3), rubni istak (4), injekciona smjesa (5), kameni nabaeaj (6), sipovi (7). nadglavna ploea (8), injekciona cijev (9), ispuna betonom (10). otvor za ubrizgavallje cementne smjese ( 11 ).

Sf.31.23. Spuiitanje sandueastih bunara sa dnom: izrada na obali (a), dovlaeenje plutanjem (b). spustanje na iskopanu (c), nasutu (d,e) i izbetoniranu (f) podlogu.

274

Tcmeljellje

Prilikom plutanja sanduka potrebno je polozaj izravnavati dodavanjem materijala na dnu ili upustanjem vode. Pogodnije je koristiti materijal, jer on stoji na jednom mjestu dok je voda pokretna. Sanduk se spusta na podlogu upust~njem vode i kontrolise njegov polozaj. Radi boJjeg nalijeganja injektira se podloga lspod sanduka kroz ugradene cijevi (s1.31.24.-c) iIi se u dnu ostave otvori za ubrizgavanje injekcione smjese. ------------------------~~~---------------------275

Tcmeljenjc

31. TemeLje,lje nil bUllarima X Duboko·illdirektllo temeljellje

Kod izgradnje kejova, potpomih konstrukcija i drugih objekata, sanduci sa dnom, postavljaju se jedan do drugog iii sa medurazmacima i povezu se nadglavnom konstrukcijom. Prazni medurazmaci popune se kamenom naslagom, betonom iii betonskim elementima (81.31.25.). Vrlo je tesko tacno postaviti sanduk na odredenu lokaciju, posebno kod velikih dubina i na vodi sa valovima i jacom vodnom strujom. U ovome slucaju radi se posebna pomocna skela od zabijenih celicnih iii drvenih talpi, koje sluze ujedno i kao vodilje sanduku. Pored skele ankerisu se plovni objekti, sa dizalicama, mjesaiicama, materijalom i drugim sredstvima za rad.

I

I

r,

n

.,

.,

I I I ,

, I , I

I I I I

I

, I

, ,

I I I 1

I

I

;"'_1 ______ ..1..J. ____ ..... _::l

-:l~---....! L. ______ ~ '- ___ ...

--- - - - - 04_<-

!

T

i

H

cetiri, a vertikalni zidovi na tri strane, ukoliko u gornjem kraju nisu vezani konstrukcijom objekta. Ocita je razlika i u potrebi za proracunom tezine sanduka sa dnom kao plovnog objekta, koji i u nagnutom polofuju mora biti stabilan na vodi. Sanduk mora biti oblikovan i dimenzioniran tako da je stabilan i da uvijek postoji dovoljna visina i najnizih dijelova iznad nivoa vode. U fazi plutanja dje\uje hidrostatski pritisak vode sa strana i uzgon na dno (s1.31.26.-a), kao i kod spustenog sanduka na dno, a tada su pritisci obicno veci od onih u fazi plivanja (s1.3 1. 26.-b). Za provjeru stabilnosti sanduka pri plivanju potrebno je izracunati njegovu tezinu (W) i potrebnu zapreminu istisnute vode (V), sa tezistem sanduka koji pliva (8) i tezistem istisnute zapremine vode u normalnom (T) i nagnutom (T 1) polozaju (sI.31.27.). Za ovako nagnut polofuj pod uglom (a) naau se horizontalna odstojanja ovih tacaka, kao i metacentar (M), koji se nalazi na presjecnoj tacki vertikale kroz TI sa osom objekta koji pliva (sI.31.27.-b). Par sila uzrokovanih tezinom sanduka (W) s tezistem u S i tezinom istisnute vode (P), koja djeluje u tezistu TI mora dati moment (M), koji okrece sanduk u smjeru suprotnom njegovom nagibu (s1.31.27.b,c).

o i

~

@

@

t

Th

I

I

+-

Sf. 31. 25. Temeljenje obaloutvrde na sanducima sa dnom, na medurazmacima.

I H

...L

0 Pw

U svijetu je temeljeno vise veoma visokih stupova, mostova na okruglim bunarima sa dnom. Temelj stupa mosta preko Mississipija kod New Orleansa (Jansen, 1956) ukupne visine 104,2 m, izveden je od 28 celicnih bunara, visine 6,0 m i dijametra 4,6 m. Ovaj sklop od 28 celicnih bunara ukupnih dimenzija 46,Ox26,6 m dopremljen je pJutanjem na mjesto ugradnje i postepeno su se punili bunari betonom, a istodobno su se podizaJe bocne stijenke od armiranog betona, sve dok nije spusten na predvideno dno, 54,5 m ispod srednjeg vodostaja (Nonveiller, 1981). S1.31.26. Pritisci vode: kod plutanja (a) i spusten sanduk sa dnom na tlo (b).

31.8.2. PRORACUN SANDUKA SA DNOM Principi proracuna sanduka sa dnom, kao konstruktivnog elementa i tem~lja .na sanducima, provode se kao i kod otvorenih sanduka sa dnom. Najveca

Ako je raspored mase nepovoljan, moze se stabilnost osigurati postavljanjem uzgonskih cilindara, koji povecavaju uzgon na strani nagiba. Pri okretanju sanduka za mali ugao cx, podigne se na jednom kraju dio vode iznad nivoa, tezine b.G, koja tezi da ispravi sanduk, a na drugom dijelu se

razhka Je u tome sto se racuna da je ploca sanduka oslonjena po obimu na sve 276

Temeljenje

Temelje,lje

277

32. Kesollsko-pneumatsko temeljenje X Duboko-illdirekfllo tellleljellje

spusti ispod nivoa, tezine LlP, koja povecava potisak vode u suprotnom smjeru. Velicine su medusobno jednake i teZe da isprave sanduk, tj.: ~G = LV> = ~V 'Y w ' (31.32.)

@

SI.31.27. Plutanje sanduka sa dnom:normalan vertikalan polaiaj (aJ i nagnut palaia) (b i c) sa silama djelavanja.

Moment stabilnosti bit ce (sI.31.27.-b,c): M=P(b-a). (31.33.) Ovaj izraz moze se napisati, za mali ugao a, u obliku (Kostic, 1968): M

=

p{ ~-c).

(31.34.)

gdjeje: P- tezina istisnute vode; 1- moment inercije povrsine presjeka plovnog sanduka sa dnom; V- zaprernina (volumen) istisnute vode; c- udaljenost tezista sanduka i tezista istisnute zapremine vode (sI.31.27.-c). Kada je m>c (s1.31.27 .-b), plovni objekat je stabilan, a ako je m
278---------------------------------------------Terneljeflje

32. KESONSKO-PNEUMATSKO TEMELJENJE Pod kesonom podrazumijevamo sanduk sa gomjom tavanieom kroz koju prolaze otvori za prolaz radnika i izvlacenje materijala iz radne komore, u koju se utiskuje zrak pod odredenim pritiskom (sI.25.8.). Ideja kesona potekla je od klasicnog ronilackog zvona, za radove u plitkoj vodi, a prvi put je upotrijebljen kao keson u danasnjem obliku 1849. godine, za teme1jenje stupova mosta na rijeei Rajni. Prvobitno su kesoni radeni od drveta oblozeni limom, zatim od celika oblozenim limom, a danas se rade od armiranog betona. PosJjednjih deeenija razvile su se metode izrade temelja busenim sipovima vecih profila, tako da je danas gotovo potpuno potisnuta upotreba kesonskog temeljenja, kao teskog i nehurnanog rada pod pritiskom. Zato ce ova metoda temeljenja biti samo saZeto obrazloZena.

32.1. PRIMJENA I PRINCIPI KESONSKO-PNEUMATSKOG TEMELJENJA Rad sa zracnim (pneumatskim) kesonom ima prednost u odnosu na otvorene bunare u slucajevima gdje iskopom u otvorenom bunaru dolazi do gubljenja i ulaska materijala iz okoline bunara u sam bunar. Rezultat ovakvog stanja .Ie slijeganje okolnog tia, sto moze utjecati na neposredne objekte, a sam rad u bunaru .Ie otetan i u izvjesnim slucajevima i neizvodljiv. Ovaj metod temeljenja primjenjivan je takode kod spustanja kroz razliciti sastav tla, gdje otvoreni bunar ima tendenciju naginjanja i potpunog zastoja u daljem spustanju. Kesonski rad ima prednost u odnosu na otvorene bunare i u tome sto se iskop i betoniranje vrsi u suhom, sa mogucim uvidom u sastav tla i uzimanjem uzoraka tla i njegovim ispitivanjem "in situ". IS10 tako, lakSe se odstranjuju sve prepreke pri spustanju, kao sto su samei, panjevi, neravnomjerno naginjanje kesona i s1. Takoder, veca je mogucnost primjene raznih tehnickih sredstava za fad. Nedostaci kesonskog temeljenja, u odnosu na otvorene bunare, su: (i) potreba za vecim brojem radnika i sredstava za rad; (ii) sporije spustanje; (iii) ograniceno vrijeme rada u kesonu i ogranicena dubina temeljenja, do maksimuma 35,0 m (-3,5 bara) ispod nivoa vode; (iv) stroziji uslovi rada i mogucnost dobivanja "kesonske bolesti", (v) veliko kostanje instalacija i neraeionalan rad za mali broj kesona.

Temeljenje

279

32. Kesoll.l'ko·plleumatsko temeijellje X Duboko iJ/direktllo temeljellje

Gill i Murray, 1984). Dva elektricna kompresora od po 28m3/min snabdijevali su radnu komoru sa zrakom maksimalnig pritiska od 1,93 bara. Obicno se kesoni projektuju sa jednom vecom radnom komorom, radije nego sa vise komora, koje zahtijevaju vise instalacija za rad i otezavaju kontrolu spustanja. Kesoni ostaju i dalje u upotrebi i pored novijeg tehnoloskog razvoja izrade dubokih temelja, i drugim metodama, posebno kod izrade podvodnih tunela u sipkim vodom zasicenim materijalima, kao i kod podzemnih zeljeznica i metroa u gradovima. Za ove siucajeve koriste se vodorovano polozeni kesoni (tzv. stitovi), koji se hidraulicki pomjeraju u smjeru kopanja. Princip kesonskog temeljenja zasniva se na fizickom zakonu da se voda iz ogranicenog prostora moze kroz poroznu sredinu istisnuti pomocu zraka sa dovoljnim pritiskom. Ako sud okrenut prema dolje, a ovdje predstavljen donjim dijelom kesona, stavimo iznad povrsine vode, u njemu i na povrsini vode vladat ce atmosferski pritisak (Po), koji, kako je poznato, iznosi 10,33 m (-10,0 m) visine vodnog stuba (s1.32.2.-a). Ako keson usljed svoje tezine uronimo u vodu, i ako je njegova tezina (W) manja od tezine istisnute vode, keson 6e plivati i voda ce djelomicno uei u njegovu supljinu (sI.32.2.-b). U ovome slucaju u radnoj komori kesona (ispod zvona) vladat ce pritisak zraka:

23.0

(32.1.) 1---11.0

-I

SL32.1. Presjek kroz keson za temeljenje stupova mosta Redheugh, Newcastle (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: sjekac noia (1), stopa kesona (2), radna komora (3), bentonitska suspenzija (4), rezervoar vode (5), celicna cijev (6), posluini lukobran (7), snabdijevanje radne komore (8), pristupni prolaz - cijev (9), pristupne stepenice (10), korpa za materijal (J 1), pristup preko sipova (12), pristupni toranj ( 13), pristup komori za dekompresiju (14), hvataljka za kran i poklopac (15).

Najcesca primjena kesona bila je kod temeljenja stllpova mosta, sto se i danas u izvjesnim slucajevima praktikuje. Naprimjer, za temeljenje dva stupa mosta preko rijeke Tyne (Newcastle) upotrijebljeni su (1980-1982) kesoni vanjskog promjera 11,0 m i 23,0 m ispod nivoa vode. Radna komora visine 4,70 m, sa privremenom vanjskom celicnom oblogom kao zagatom, visine 5,0 m, izradena je van mjesta spustanja i dovucena plutanjem na predvidenu lokaciju (s1.32.1.). Povecanjem tonjenja kesona vrSeno je podizanje zidova u visini od po 2,0 m, koristeCi klizajucu metalnu oplatll. Kontrola spustanja obavljena je balastom vode razlicitim nivoima iznad krova radne komore. Keson je odabran zbog ocekivanih poteskoca oko spustanja kroz samce i glacijalne nanose slojeva uglja, glinca, pjescara i muljeva. Osim ovoga zeljelo se kontrolisati povrsina stijenskog masiva na dnu temeljenja i obaviti probno busenje u cilju dobivanja informacija 0 radovima u uglju (Lord, 280

Temeijenje

pri cemuje: y w =jedinicna tezina vode (10 kN/m 3);

W = A . h . Y w - tezina kesona, sa povrSinom osnove A. Dodavanjem opterecenja (G) keson ce se spustiti ispod nivoa vode, a unutar radne komore voda ce se popeti na nesto vecu visinll (ho), nego u fazi plivanja (s1.32.2.-c). Pritisak zraka u radnoj komori (p) bit ce (s1.32.2.-c): P = Po +y w(H -ho ), (32.2.) i odgovarat ce ravnotezi svih sila. Prema fizickom zakonu za gasove moze se napisati odnos: iIi

P = Po h -h ' k

(32.3.)

0

Kod rada u kesonu nastoji se istisnuti voda iz radne komore u potpunosli (ho=O), a zato je potreban pritisak zraka, koji se dovodi kroz posebne cijevi od

kompresora (7):

Ipl = Po +YwHI·

(32.4.)

U radnoj komori (2) radnici kopaju zemiju, a iskopani materijal izvlaci se kroz cijevi - okno (5), do prelazne komore (8), a zatim van u prevozno sredstvo. Temeljenje

281

32. Kesollsko-plleumatsko femeljellje X Duboko illdirektllo tellleljellje

Prelazna komora SlllZi za lllaz u komoru i izlaz radnika iz komore kesona, kao i za izvlacenje materijala. U prelaznoj komori radnici pri ulazu u keson j izlazu iz njega morajll ostati propisano vrijeme radi priiagodavanja promjenIjivim pritiscima koji ovise 0 dllbini rada. Za ovu svrhu postoje vrata izmedll radne komore kesona i cijevi; cijevi i prelazne komore i preiazne komore iz slobodnog prostora, kao i posebni kapci za materijal. Kopanjem u kesonu i nanosenjem opterecenja keson se spusta i savladuje otpor tla ispod nom kesona i trenje na bocnim stranama sve do projektovane kote temeijenja.

®

@

LI~~Po

!~

~

Xc

J

+Ib#.

@

~;tlIPo~

CD

H

h

!; !h, \fittrH 11

ula.zenje i sila.zenje radnika i izvlacenje materijala iz iskopa, jedna iii vise prelaznih komora za prilagodavanje radnika promjenljivom pritisku sa priborom za rad. Sam keson sastoji se od nom, zidova radne komore i tavanice, cime se formira radni prostor komore, visine 2,20-2,50 m. Keson je povezan sa ostalom opremom potrebnom za pneumatsko temeljenje, a to su uglavnom dijelovi cijevi i drugih instalacija. Obicno su obodni zidovi kesona veci od vi sine radne komore, sto povoljno u1jece na krutost kesona i tavanice iznad njega. Oblik kesona je najcesce pravougaone jlj okrugle osnove, ali moze biti i drugog oblika, cime se zeli prilagoditi potrebi konstrukcije iznad kesona (sI.32.3.a). Kod trakastih temeljnih osnova vece duzine konstrukcija se obicno dijele u vise odvojenih kesona. Kod jako velikih temeljnih povrsina radna komora se moze podijeJiti, sto je nepogodno za rad i preglednost II komori. Radna komora treba da ima najmanju sirinll 3,0 - 4,0 m, kako bi bilo dovoljno prostora za rad. Osnova kesona moze imati veliku povrsinll, npr. za: temeljenje mosta preko Dunava u Beogradu, povrsina je ,iznosila 29,Ox12,5=362,5 m2; most preko Save u Beogradu 16,Ox40.0=640,0 m~; most p~eko Dunava u Novom Sadu 840,0 m2 ; most na Seni u Parizu 44,27x33,5=1484 ~; pristaniste u Tulonu 144,Ox41,0= =5900 m2, gdje je radna komora podijeljena u 18dije!ova; most Little Belt u Danskoj u kombinaciji sa sipovima imao je dimenzije 56,Ox22,0 m sa 18 dijelova u radnoj komori, itd. _ Kod iskopa u tvrdim materijalima za jednog radnika potrebno je 3,25 m£ 2 radnog prostora, a kod slabijih materijala (sljunak i pijesak) 6,5-7,4 m prostora u radnoj komori.

t . - - - - D- - - - - l

Sl.32.2. Principi djelovanja pritiska U kesol1u (ZVOl1u): na povrsini vode (a), uJazi plivanja (b), spustenog u flo pod vlastitom teiinom kesona (W) i opterecenja (G), na dubini H (c), gdjeje: o,~trica noia (1), radna komora (2), kesol1 (3), opterecenje kesona (4), cijev za silaienje i izvlacenje materijala (5), cijev za dovod zraka (6) i (7), prelazna (dekompresiol1a) komora (8), odvod zraka iz radne komore (9).

32.2. KONSTRUKCIJA KESONA I OPREMA ZA PNEUMATSKO TEMELJENJE

32.2.1. KONSTRUKCIJA KESONA U prethodnoj tacki i na slici 32.2.-c dati Sll osnovni elementi koje mora imati keson u svome sastavu za temeljenje objekta: keson, radna komora, cijevi za

iffi®tb fw -63~3.0-4.0 I

\.0;; 4, 0 I

Ip~2,o .1

~B;: 6,0

®

oovoo T ' ZRAKA -r I

I I

I

i

r .

I

DOVOO ZRAKA T I

~

I

+I

I

Sl.32.3. Oblici osnove kesona (a) i tipican poprecni J7resjek masivl10g armiral1o-bctol1skog kesona (b), --------------~~~------~-----

282

Temeljenje

Temeljellje

283

32. Kesonsko·pneulllatsko temeljenje

X Duboko indireklno lemeljenje

Noz kesona slican je nozu otvorenog bunara, odnosno sanduka, najcesce u kombinaciji od celicnih profila i limova. Zbog velicine kesona i rada u radnoj komori noz treba da ima dovoljnujacinu i krutost. Zidovi radne komore najcesce imaju trapezni oblik, sa nadviSenjem iznad ploee, zbog vece krutosti (sL32.3.-b). Visina radne komore ovisi takoder i od velicina povrsine kesona i vrste materijala. Ako je muIjevit materijal, noz se zabije duboko sa zidovima komore, a u tom slucaju je potrebna veca visina u radnoj komori. Tavanica i konstrukcija iznad radne komore Cini jednu cjelinu i ona se rjesava na vise nacina. Kod manjih kesona ona je od masivnog armiranog betona (s1.32.3.-b), dok se kod ve6ih povrsina radi kao raclanjena iii rebrasta konstrukeija. Gotovo iskljucivo se danas kesoni rade od armiranog betona i ulaze u sastav temeIja objekta. Njegova konstrukeija ovisi 0 tome da Ii se radi i spusta na lieu mjesta iIi se gradi na drugom mjestu i dovozi plutanjem na mjesto ugradnje. Kada se radi na skeli, iii se dovozi na bilo koji nacin, nastoji se konstruisati keson sa tanjim zidovima, uz eventualno naknadno njihovo dobetoniranje. U posljednje vrijeme pri~enjuje se i prednapregnut beton za izradu pojedinih dijelova kesona. Njegova primjena je opravdana, radi ve6eg kvaliteta i manje tezine, ali se sva prednaprezanja moraju obaviti prije spustanja kesona, jer je naknadno utezanje otezano.

za 5 do najvise 10 radnika. Kada su dvije cijevi,jedna se obieno koristi za radnike, a druga za materijal. Cijevi za dovod zraka od kompresora iIi rezervoara za zrak su, takode, metalne duzine 3,0 - 4,0 m. Kraj dovodne cijevi u komori snabdijeven je poklopcem., koji se automatski otvara kada dolazi zrak, i zatvara kada prestane dotok zraka u komoru. U radnoj komori treba da se obavlja staina izmjena zraka, radi cega se ugraduju posebne cijevi za odvod zraka (sL32.3.-b), sa zatvaraeem radi regulisanja ispustanja suvisnog zraka iz radne komore. Kod sitnozmih materijala jedan dio zraka iz komore cirkulira ispod noia, pa se u vidu klobukova pojavljuje na povrSini vode. Radna komora i svi prilazi moraju biti dobro osvijetljeni, obieno elektricnim osvjetljenjem na dovoljno mjesta. Radi komuniciranja komora mora biti snabdjevena telefonima, te sigurnosno signalnim uredajima, manometrima za kontrolu pritiska, termometrima, a u posIjednje vrijeme i TV kamerama.

32.2.2. OPREMA ZA PNEUMATSKO TEMELJENJE Za normalno funkcionisanje radova u kesonu potrebna je razlicita oprema, koja mora postojati u sklopu kesona i mogucaje njena primjena na vise lokacija. Radnik prvo ulazi u prelaznu komoru, zatim u cijev za silaz u komoru kesona i na kraju u radnu komoru kesona postepeno se prilagodavajuci unutrasnjem pritisku vecem od vanjskog atmosferskog pritiska. U tu svrhu postoje specijalna, dobrodihtujuca vrata iii poklopci koji se zatvaraju automatski uslijed pritiska zraka sa unutarnje strane. Cijcvi (okna) za silaz radnika i izvJacenje materijala su iimene, duzine 1,5-3,0 m, a one se medusobno spajaju do potrebne duzine radi ostvarenja veze sa radnom komorom. Zbog potrebe hermetickog zatvarallja spojeva izmedu cijevi izraauju se ugaonici, okrelluti prema unutra i stavJjaju izmedu gumeni umeci, koji se prievrste zavrtnjima. Cijevi su okrugJog iii ovalnog presjeka, minimalnog promjera 1,0 m. Kod ovalnog presjeka se obicno jedna strana koristi za materijal, a druga za radnike, iii se podijeli tako da u jednoj polovici kofa ide nanize, a u drugoj navise. Cijevi, koje sluze za radnike imaju metallle stepenice, za kretanje radnika, u komoru i iz nje. Generalno se prihvaca da se jedna cijev (okno) koristi 284

Temeljellje

SI.32.4. Ulazna komora za ulazlizlaz radnika i iznosenjelunosenje materijala (a) i skica ulazne komore za radnike (b), gdje su: vrata (1), poklopac (2) za dotur materijala (3), izbacivanje materijala (4), korpa (5), vertikalna cijev (6).

Radi osiguranja komunikacije izmeau vanjskog dijela gradilista i radne komore, posebnog ulaska i iziaska radnika, te unosenja i iznosenja materijala iz kesona, kao i prelaska sa spoljnjeg atmosferskog na unutarnji pove6ani pritisak, postavlja se na vrh cijevi - okna prelazna iii nlazna komora, odnosno splavnica (sL32.4.). Prelazna komora osigurana je duplim vratima i ona se uvijek otvaraju u smjeru ve6eg pritiska. Postoji vise razliCitih konstrukcija i velicina prelaznih komora, a odabire se shod no velieini kesona i broju radnika potrebnih za rad u Temeljenje

285

32. K,'sonsko,plIeumatsko temeljenje X Duboko indirektllo temeljellje

radnoj komori. Prema nekim standardima, na svakih 93-111 m2 osnove kesona, a za srednji pritisak, koristi se jedna cijev, a dvije za istu tu velieinu sarno za visoke pritiske, jer je za veee pritiske potrebno duze vrijeme boravka u ulaznoj komori. Vrata na cijevi (oknu) otvaraju se putem gravitacije prema dolje, a kada su zatvorena, drzi ih veei pritisak iz cijevi priljubljenih gumenom brtvom uz prirubnicu. Kada su vanjska vrata otvorena, u ulaznoj komori nema pritiska, te radnici mogu uei u komoru. Posto su radnici usli u komoru, zatvaraju se vanjska vrata, takoder pritiskom zraka koji se upusta u ulaznu komoru. Kada se pritisci u ulaznoj komori i cijevi i~ednace, vrata se na cijevi otvaraju prema dolje, Cime je uspostavljena veza izmedu vanjskog gradilista i radne komore. Kada radnici izlaze iz komore, postupak je suprotan. Dekompresija se mora obaviti vrlo oprezno, kako bi se izbjegla kesonska bolest, koja nastaje kada se u krvi radnika apsorbovani dusik izluci u vidu mjehuriea. Kolieina apsorbovanog dusika tim je veea sto je veei pritisak u radnoj komori i sto duze u lljOj borave radnici. Ako se dekompresija obavi brzo, mjehuriei blokiraju krvotok i pojavJjuju se greevi koji mogu izazvati i smrt. Zbog ove opasnosti propisi tehnieke zastite radnika na radu su veoma strogi i zahtijevaju zdravstvenu sluzbu sa sanitetskom komorom i svom opremom na gradilistu. Vrijeme trajallja rada pod poveeanim pritiskom i vrijeme prilagodavanja dato je u tabeli 32.1. Savremen~ji tipovi prelaznih komora za materijal cesce su sa horizontalnom os om i motorom na plafonu komore, za dizanje i spustanje materijala, dok su za radnike obicno sa vertikainom osom. Postoji tip komore od tri dijela: srednji za spustanje i dizanje raznog materijala i za vezu sa radnom komorom; jedan krajnji za radnike ; a drugi krajnji za izbacivanje materijala kroz pokretno dno. Prelazna komora mora biti snabdjevena: klupama za sjedenje, manometrima, ventilima za upustanje i ispustanje zraka, telefonskim i signalnosigurnosnim uredajima, osvjetljenjem, satom itd. Komora za materijal mora imati dizalicu sa sajlom i kofom, kojom se materijal iz radne komore izvIaei i istresa u cjevaste elemente za izbacivanje materijala u transportna sredstva. Ovi elementi za materijaI zavrsavaju u prelaznoj komori iIi u eijevi sa kapeima za zatvaranje, kojima rukuje unutrasnji radnik, a na spoljnoj strani rukuje vanjski radnik odvrtanjem zavrtnj. Upustanje i ispustanje zraka u ove cjevaste dijelove vrsi unutrasnji radnik. Pored ove opreme za rad na mjestu temeljenja potrebna je i razna druga oprema i instalaeije na gradilistu, kao npr.: rezervoari za zrak, dovodne eijevi, kompresori, objekti za smjestaj radnika i masina, plovni objekti, skele, dizalice za montaZu i demontaZu dijelova kesona, prelaznih komora, eijevi itd., zatim potrebne su prilazne skele za radnike i materijal iz iskopa i eventualni prilaz plovnim objektima. 286

Temeijenje

32.3. IZRADA, POSTA VLJANJE I SPUSTANJE KESONA 32.3.1. IZRADA I POSTA VL./ANJE KESONA IOPREME brada kesona vrsi se analogno otvorenim bunarima i sandueima i to na: (i) predvidenoj lokaeiji ako je nivo vode ispod terena; (ii) vjestacki napravljenom

ostrvu, ako nivo nadzemne vode nije velik, sa zastitnim zagatima iIi bez njih; (iii) skeli, kod visokog nivoa vode; (iv) obali rijeke, odnosno izvan predvidene Iokacije, pa se plutanjem dovuce na Iokaciju i dizalicama sa skele, iii vode, podize i spu~ta na predvideno mjesto. U ovim posljednjim slueajevima dobro je obezbijediti vodenje kesona putem zabijenih sipova oko kesona, posebno kod velikih valova i udara vode. Danas se gotovo iskljucivo rade masivni iIi raselanjeni armirano - betonski kesoni u oplati, na poravnatoj i sabijenoj podlozi, odnosno na daseanoj podlozi ako se gradi na tlu, iIi na pokretnom podu ako se radi na skeli. Prije betoniranja ugraduju se dijelovi cijevi, iii druga oprema, koja eini sastavni dio kesona i izvede izvan prve faze betoniranja zidova iznad kesona. Dio zidova izvan tavanice kesona treba da ima dovoljllU visinu, tako da, prilikom spustanja sa skele iIi potapanjem, sigurno gornji rub bude bar 50 em iznad radnog nivoa vode. Kod ovoga treba voditi racuna 0 moguenosti propadanja noZa u slabijem materijalu kao i 0 visini val ova i udara vode. Postavljanje opreme za pneumatski rad u kesonu zavisi od momenta ulaska radne komore ispod nivoa podzemne iIi nadzemne radne vode. Kod spustanja kesona sa skela, plovnog objekta, iIi kod potapanja, sva oprema za pneumatsko temeljenje mora biti montirana u ukupnoj visini od noza kesona, veeoj od dubine radne vode. Kada je dubina temeljenja mala, mogu se montirati sve cijevi i oprema na dovoljnoj visini da se keson moZe spustiti na projektovanu dubinu. Kod veeih dubina temeljenja ovaj rad se odvija po fazama (s\.32.8.). Kod svake faze rada cijevi moraju biti dovoljno visoke kako bi se mogio vrsiti nadobetoniranje obodnih zidova. Na gomjem kraju ovako postavljenih eijcvi montira se prelazna komora sa cjelokupnom instalacijom. Tehnologija postavljanja kesona za pneumatsko temeljenje ovisi 0 tome da Ii se postavlja na suhom iii iznad vode. Rad na postavljanju kesona sliean je postavljanju otvorenih bunara, iii sanduka, sarno sto je keson obieno veei i zahtijeva montal;u opreme i instalacija za rad pod poveeanim pritiscima prije njegovog postavljanja. Specifican je rad kod postavljanja kesona iznad vode, a on se obicno izgradi na obali i dovuce na predvidenu lokaciju. Kao i kod sanduka sa dnom, Temeljenje

287

32. Kcsollsko.pllcumatsko temeljell}e X Duboko illdirektl/o tClIlcljel/je

keson se izradi na obali na kolicima i spusti traenicama (ili bez njih) niz kosinu u vodu (s1.31.7.-a), ili se izradi na pjeskovitom tlu i otkopavanjem se ukljuCi u vodni tok (sL32.S.-a), odnosno izvodi se u izbetoniranom doku (s1.32.S.-b), u slueaju potrebe za vecim brojem kesona. Obieno se prije toga postavlja oprema i ubacuje zrak pod pritiskom u radnu komoru radi olaksanja, ukoliko na obali postoji potrebna oprema za proizvodnju zraka i druge instalacije. N.V.

@ , ,

I,

....

I·'

II

I:

I I

tI

I, I

11

"

II

1,---,--", ,;1

r---"::'::=

II

II

.

U U U

N.V.

a

II

II

Jl

II"

U U

I

--; I

S1.32.6. Skica skele za izradu (a) i spustanje (b) kesona kroz vodu na tIo, gdje je: pristup na skelu (1) sa stepenicama, keson (2), radna komora (3), ulama komora (4), pristupne pomocne staze (5), dizalica (6), kuke za pridrzavanje kesona (7), drveni sipovi (8), (Kostic, 1968).

~/:==-:...-=-_==--:!:

S1.32.5.

II

"-rt®t-t

~

,' ""---1-'---1')

/zrada kesona na obali: spustanje u vodu potkopavanjem pjeskovitog tla (a) i ispu§tanje kesona iz izbetoniranog doka (b).

Kod vuee kesona treba obratiti paznju na poteskoce koje nastaju zbog udara valova, mogucnosti naginjanja kesona, jednostranog pritiska, dubine gaza, nepravilnosti u plivanju ovakvog nepravilnog objekta itd. Postavljanje kesona u brzoj i dubokoj vodi je otezano, pa je potrebno izvesti zastitu od udara sa uzvodne strane. Zastita se obieno radi od zabijenih drvenih sipova, sa ojaeanim kamenim nabaeajem iii bez njega.

Za izradu i spustanje kesona sa skele treba zabiti sipove na dovoljnom odstojanju od poloZaja kesona, kako ne bismo pri kopanju poremetili njihovu stabilnost. Skela na sipovirna nosi i pokretnu dizalicu za rnanipulaciju kesonom i pogonskim uredajima, a treba da bude podesena i za kretanje i rad radnika (s1.32.6.). Izvlaeenjem pokretnog poda ispod kesona on se spusta kroz vodu na tIo i radnim skelama obezbjeduje se pristup ulaznoj komori.

®

32.3.2. SPDSTANJE KESONA Spusmnje kesona kroz vodu zahtijeva vIse i slozenije tehnologije izvodenja, opreme i skele, llego sto je to potrebno kod spustanja kroz sarno tlo. Spustanje kesolla kroz vodu do tIa moze se izvesti pomocu mocnih dizalica, potapanjem plivajuceg kesona, vjesalljem i spustanjem sa skeia oslonjellih na zabijelle sipove (sI.32.6.), iIi sa p!ovecih objekata (sI.32.7.). Spustanje dizalicama i potapanje plovnog kesona rjede se primjenjuje u praksi. U prvom slucaju potreblle su mocne dizalice i tesko je odrZavati vertikalnost i stabilnost kesolla. Pri potapanju kesona, isto tako, ima poteskoca oko ravnomjernog naIijegallja j taellog postavijanja kesolla, llaginjanja i evelltualnog prelijevanja preko boenih zidova. U ovom slucaju neophodne su yodice od sipova zabijenih u tlo oko kesona. 288

Temeljenje

$

4

A

a

S1.32.7. Skica skele za izradu iii dovoz kesona (a) i njegovo spu§tanje (b), kroz vodu do tla, (Kostic, 1968). Temeljenje

289

X Duboko illdirl'kmo femeijen}e

32. Kesollsko-pneumafsko reme/jenje

Spustanje kesona obavIja se i sa skeJa montiranih na plovnim objektima (sI.32.7.). U ovome slucaju plovni i drugi objekti za spustanje moraju biti centricno optereeeni. Dizalicom na skeli vrsi se podizanje kesona sa plovnih objekata iIi sa skele izmedu plovnih objekata i spusta kroz vodu do tla. Kada se keson spusti na tlo, njegovo daljnje spustanje ovisi 0 dubini i vrsti tla. Kod velikih dubina ne moze se sa jednim postavljanjem opreme i instalacija zavrsiti spustanje, vee se to obicno radi u vise faza (sI.32.8.). U slucaju spustanja kroz vodu u prvoj fazi zidovi kesona, prelazna komora sa cijevima i instalacijama mora biti iznad dubine radne vode. Kada se zavrsi prva faza spustanja, skida se preJazna komora, nastavljaju cijevi za drugu fazu rada, pa se ponovno postavlja prelazna komora i nastavlja ~a spustanjem kesona. Broj faza ovisi od dubine temeljenja i ekonomicnosti izrade skele. Treba nastojati da faze spnstanja (h' j,h' 2,h' 3) budu priblizno iste radi moguenosti koristenja skela i oplata. Kod savremene gradnje koristi se montazno-demontazna skela kod koje se lahko podesavaju visine, za prilaz radnika, izbacivanje materijala i transport, jer·se u fazi spustanja visine cesto mijenjaju.

Spustanje kesona sa povrsme terena, bilo da je prirodno iIi vjestacki napravljeno ostrvo (sI.32.9.), tehnoloski je jednostavnije. Sa tla se pomoeu skele iIi dizalice izvodi i spusta keson kroz tl0 u cijeloj dubini iIi po opisanim fazama do predvidene dubine.

N.V.

Sl.32.9. lzrada i spu.litanje kesona sa vjestacki izvedenim ostrvom, osiguranim zagatom.

Nakon zavrsenog spustanja kesona izravnava se tlo i eventualno izvrsi ispitivanje tla, te prostor zapuni betonom. Ako je dio t1a ispod kesona stjenovit, \ moze se ostaviti i ne mora se ravnati teren u visine ivice noza.

32.4. RADOVJ PRJ KESONSKOM TEMELJENJU

S1.32.8. Faze spu§tanja kesolla kroz tlo (I-IV), sa vode pomocu skele.

U ~a~i spustanja vrsi se nadobetoniranje vanjskih zidova, a njihova OVISl 0 potrebnoj tezini za spustanje. Unutrasnji prostor izmedu zidova popu~.Ja~a se istovremeno iIi naknadno, iIi ostaje nepopunjen, sto ovisi i 0 temelJnoJ konstrukciji. ..

deblJII~a

290

Temdjenje

Kesonsko temeljenje objekata zahtijeva slozenu i kompleksnu organizaciju za smjestaj, zdravstvenu sluzbu i brigu 0 radnicima, montazu j odrZavanje u ispravnom stanju opreme i pogonskih uredaja, sigurno snabdijevanje vodom, strujom, zrakom pod pritiskom i sredstvima komuniciranja, efikasnu opremu i sredstva za rad iznad vode, itd. Zrak pod pritiskom proizvodi se u kompresorskoj zgradi i preko kompresorskog zracnog kotJa cjevovodima dovodi do pristupne komore, vertikalnih cijevi i radne komore. Mora postojati 100% sigurnost u kapacitetu i Temeljellje

291

32. KescJIlsko-pllcumatsko temeljenje

X Dubow illdirektllo temeljellje

izvoru napajanja kompresora, najcesce stabilnih. Potrebna kolicina zraka za rad na kesonskom temeljenju ovisi 0: (i) nivou oddavanja higijenskih uslova kod izmjene zraka i uzima se da iznosi 30-50 m3/h/radniku i (ii) potrebama odriavanja pritiska, sto ovisi 0 dubini temeljenja. Pritisak u kesonu veci je od hidrostatskog, ali treba voditi racuna i 0 gubicima nastalim pri ulasku/izlasku radnika iz pristllpne komore, na cjevovodima i unutar same radne komore, jer je tlo cesto propustljivo. Potrebna kolicina zraka (V), koju kompresor treba da proizvede, dobija se iz izraza (Nonveiller,1981):

V

= k(a. A + ,B . 0 { 1+ ~} (m 1h), 3

(32.5.)

gdje je: V -kapacitet kompresora; k-koeficijent za ulazak i izlazak radnika i materijala; ex-speeificni gubitak zraka na jedinieu unutarnje povrsine kesona (m 3/h m2 ): 3 2 ).>

@

@

Armirano-betonski keson: ex=O,1 m 3/h m 2; t)=2,5 m 3/h m; zavareni celicni keson: ex=0,15m3Jh m2 ; /3=2,5 m3Jh m, u sljunkovitom materijalu.

Moze se uzeti da je potrebna kolicina zraka u radnoj komori (kada se radi) 3 2 oko 3 m /m povrsine radne komore i oko 150 m3/h na jednu prelaznu komoru. Za izmjenu zraka potrebno je oko 5,0-6,0 m 3/m 2/h. Kolicina zraka ovisnaje i 0 visini pritiska, pa se moze uzeti da za male pritiske (10,0 - 15,0 m) iznosi oko 20 3 m /h/radnika, a za vece oko 40,0 - 50,0 m3/hlradnika. Sabijeni zrak u radnoj komori omogucuje propisano vrijeme bavljenja radnika na kopanju i transportu materijala u kesonu. Kopanje se obavlja ra~n~vrsnim sredstvima, koja ovise 0 vrsti materijala i mogucnostima njihove pnmJene. U zemljiste male cvrstoce i velike pokretljivosti, zbog sadrzaja vode, dovoljno je kopati samo na sredini komore. Noz i zidovi kesona pri propadanju 292

potiskuju materijal prema sredini, koja je sIobodna, i tu se iskop obavlja relativno lahko. Kod cvrstog materijala mora se kopati na cijeloj povrsini, a kod veoma cvrstih i ispod samoga noza. Kada je sastav tla takav da ga je moguce pokretati u vodi i sa vodom, onda se takvo tlo moze mehanizovano kopati pomocu bagera (kasikara) iIi isisavati zracmm, hidraulickim iii hidromehanickim ejektorima (s1.32.1O.). Mehanizovan iskop na ovaj nacin moze se posebno obaviti u raskvasenoj glini sa pijeskom iIi u pijesku, odnosno pijesku i sIjunku. Za iskop bagerom potrebno je u kesonu ugraditi posebnu limenu cijev do ispod noZa kesona, tako da u njoj vlada atmosferski, a u komori poviseni pritisak zraka. U ovu cijev se spusti bager sa kasikama, a moze i ejektor. Radnici kopaju oko ove cijevi i nabacuju materijal na cijev, odakle ga bager izvlaci van u utovarno sredstvo. Kada se materijal izbacuje ejektorom, cijevi za dovod i odvod zraka postavljaju se u vertikalnom sahtu i na pogodnom mjestu izvedu izvan pristuplle komore, a lla dnu se obicllO zavrsava f1eksibilnim crijevom (sI.32.1O.-b). Na ovaj nacin se bez pomjeranja moze vrsiti transport materijala, a po potrebi i velicini kesona moze se ugraditi i vise ejektora. Radnici u tome periodu kopaju u radnoj komori i nabacuju materijal do cijevi. Savremeniji tip ejektora je sa ubrizgavanjem i vode pod pritiskom kod koherentnih materijala-zracno-vodeni ejektor (s1.32.1O. -c). U nepovoIjnim materijalirna iskop se mora vrsiti rueno.

Temeljellje

51.32.10. Kopanje u kesonu: bagerom Iw§ikarom ((I) i ejektorom (b), sa tipom zracno-vodenog ejektora (c).

Cijevi za izvlacenje materijala trebajll se dimenzionirati shodllO satnom ucinku na iskopu materijala, odnosno velicini spustallja kesona. Smatra se da je normalno napredovanje 50 80 em dnevno.

Temeljenje

293

32_ Kesollsko-pileumatsko remeljel/je X Dubow illdirektllo temeijellje

Trajanje prilagoaavanja i rada pod povecanim pritiskom u kesonu Tabela 32.1.

'·."~Af~IifI'IsAk'-:-:' '(kN/m 2) -- "'-"'" "':oo

:1;5.::.:-1;8' ",'",' <2;0~2;2, ' ,',',-',",' 2;5;..2,75 3;25 -3;5 ,',-"

-:Il'lljanje> , piilagodavanja povecanju 'pritiska (min) 5 10 15 20 25 30 30 35

, '>''"''''':' ,:,:',',.:",' ,Tra'iari;e'/_', : ,',"':": ,- ,,' y-,~ "-,,:,Ula!pno trajanje " ukesoIlu (min) smanjivanju,_' " - ,,', ", "pritiska (mill) tada(sati) , "" ',','

Trajimjenldap[ilag~dayanja

465 455 325 305 285 260 130 105

10 15 20 35 50 70 80 100

8 8 6 6 6 6 4 4

U slabom tiu, kao sto su prvi muljeviti slojevi, treba poduzeti mjere da keson ne propadne duboko u tlo. Najcesce se to radi podupiranjem drvenom gradom i hidraulicnom dizalicom 0 tavanicu kesona. Ovo isto se radi i u slucaju neravnomjernog spustanja kesona zbog razlicite vrste tIa i neravnomjemog kopanja. Pomjeranje i naginjanje kesona ispravlja se ponekad i spoljnim razupiranjem 0 naprijed pobijene sipove pored kesona. Povecani pritisak u radnoj komori moze nepovoljno da djeluje na organizam radnika. Zbog ovoga su propisi za rad u kesonu veoma strogi, posebno za vece pritiske. Propisi pojedinih zemalja predvidaju potrebno vrijeme prilagodavanja promjeni pritiska zraka i radno vrijeme u kesonu. U tabeli 32.1. dat je jedan skraceni pregled duzine trajanja rada i prilagodavanja razlici pritisaka, sa povecanjem pritiska u kesonu (Kostic, 1968).

32.5. PRINCIPI DlMENZIONIRANJA KESONA Konstrukcija kesona treba da bez ostecenja izdrii sva najnepovoljnija opterecenja i uticaje u svim fazama njegove izrade, prevoza plutanjem, dizanja i spustanja sa skele iii pomocu dizalica, spustanja kroz vodu i t10 sve do spustanja na njegovu predvidenu dubinu, ukljucujuci opterecenja kesona kao izvedenog temelja za objekat kao cjeline. Staticke pojedinacne sisteme i konstrukcije u cjelini treba tretirati na sto priblizniji nacin onome, ko ce stvarno raditi pod odredenim okolnostima i mogucim opterecenjima.

294

Temeljenje

32.5.1. OPTERECENJA KESONA I TEMELJA Opterecenja koja djeluju na keson i koja kod statickog proracuna treba uzeti u obzir su:

>-- tezina svih dijelova konstrukcije kesona i zidova, odnosno ispune iznad kesona; tezina opreme, instalacija, alata, skela, dizalica i pokretnog opterecenja; >-- pritisak zraka u radnoj komori kesona, bocni pritisak vode i tla sa spoljnc i unutamje strane kesona i na zidove kesona, te trenje na vanjske strane kesona i zidova; >- reaktivno opterecenje odozdo na povrsinu nom i povrsinu radne komore, te reaktivno opterecenje od eventualnog podupiranja i pritiska vode odozdo; >- opterecenja i reakcije tla pri neravnomjemom oslanjanju nom kesona na jednu stranu iii u srednjoj trecini duzine kesona.

>-

Sva ova opterecenja treba uzeti na mjestu nastajanja i onako kako djeluju: ravnornjerno, neravnomjerno, djelomicno, iii koncentrisano u tackama, bilo za dimenzioniranje pojedinih elemenata iii cjeline, iii za provjeru stabilnosti temelja na kesonu. Za ovo kesonsko temeljenje potrebno je, takoder, proracunati: kolicinu zraka i kapacitete kompresora, naCine vjesanja i vucu kesona u slucaju potrebe prevoza plutanjem, skele, dizaiice, transport iskopanog materijaia, plovne objekte, itd. Kod proracuna vodi se racuna da opterecenja mogu biti ne samo staticka, vee i dinamicka, izazvana pokretima i udarom. U ovome slucaju treba ocijeniti udarni koeficijent iii pri koristenju dopustenih napona procijeniti koeficijent sigurnosti. U prvoj fazi opterecenja, nakon uklanjanja opIate i skela sa armirano betol1skog kesona, konstrukcija nosi sarno vlastitu tezinu, montiranu opremu za pneumatski rad i eventualno pokretl1o opterecenje. Ukoliko se keson vjesa fadi spustanja kroz vodu, treba napraviti raspored mjesta vjesanja i ukupnu tezinu podijeliti sa brojem mjesta za prihvatanje. Silu vjesanja, dobivenu na ovaj nacin, treba uzeti bar dva puta vecu radi moguceg neravllomjernog rasporedivanja opterecenja pri spustanju kesona. Pri tegljenju kesona kao plovnog objekta moguca su razna opterecenja, izvana i unutar kesona. Kada keson pliva sa radnom komorom punom vode, u njoj tada vlada pritisak vode (2P.,,), koji se mijenja sa dubinom vode (h 2) po unutrasnjoj povrsini radne komore i po spoljnoj povrsini kesona (sI.32.11.-a).

Temeljenje

295

32. Kesoflsko·pncumotsko temeljellje

X Duboko indirektllo teme1jellje

@

@

Kada se keson nozem osloni na tio, navedenim optereCivanjima dodaje se reakcija od tla (R) i tada vise ne postoje sile zatezanja od vjesanja kesona (sI.32.l2.-c). Reakcija tia ovisi 0 karakteristikama tla i njegovoj evrstoCi. Kada se noz usijeee u tIo, sto je obieno slueaj, reakcija tla prenosi se i na druge dijelove kesona.

32.5.2. DIMENZlONlRANJE KESONA SI.32.11. Pritisci vode i zraka na plivajuCi keson: radna komora puna vode (a), radna komora djelomicno pod vodom (b,ertkano) i komora pod pritiskom zraka (b).

U slueaju djelomieno popunjenog prostora radne komore vodom, a ne ubacuje se zrak pod pritiskom, u radnoj komori vlada pritisak sa vodnim stupom (h3) do nivoa vode u komori (s1.32.11.-b,crtkan). Kada se zrak utiskuje pod pritiskom u radnu komoru da se istisne voda do donje ivice noZa kesona, tada pritisak odgovara visini vodnog stupa (1Lt) iznad donje ivice noZa (sI.32.11.-b). Spustanjem kesona sa dijelom temelja iznad njega povecava se opterecenje, koje se dodaje, a povecava se ujedno i boeni pritisak vode (pw) i tla (Pa), na spoljasnjim stranama. Usljed ovoga kretanja jav\jaju se i sile trenja (T), kao i sile reakcije tla (R) na nozu kesona (s1.32.12.-a). Ova opterecenja, sa pritiskom zraka (pz) u radnoj komori, koriste se za dimenzioniranje elemenata kesona i temeIja u cjelini, kao 5tO su: noz i konzole kesona (sI.32.12.b i c), ploea kesona, zidovi iznad kesona, eventualno rebra i ploea tavanice kesona i dr.

,!E,

@

-1 1 --

®

®

w~

]~ ~

Pz

Po +PwtR

'" C

~:i !---B(L l-----J

SI.32.12. Sema pritisaka na kesonu i zidove iznad (a), sa detaljem opterecenja konzole kesona (b) i noza kesona (e). Temeijenje

@

Hv

IJ[P.+P

296

Proracun i konstrukcijsko rjesenje noZa slieno je kao i kod otvorenih bunara, sto je opisano u prethodnim tackama. Noz je uglavnom opterecen odozgo vertikalnim opterecenjem (W4 ), odozdo reaktivnim opterecenjem (R), izvana pritiskom vode (pw), koja je funkcija visine vodnog stupa (h) i aktivnim pritiskom tla (pa), koji je funkcija dubine tla (Pa=f(z)). Sa unutrasnje strane komore djeluje pritisak zraka (pz), koji je funkcija visine vodnog stupa (h) i boeni pritisak tJa koji se zanemaruje (sI.32.12.-c). Reaktivno opterecenje uzimase da iznosi R=K·W, gdje se K krece od 1 - 10. Za ovakvo opterecenje iznade se sila pritiska i moment savijanja na osnovu kojih se izvrsi dimenzioniranje noZa po obodu kesona.

......

z

Hp

c e

U~~

SI.32.13. Sema proracuna momenata i sila na konzoli za iznalazenje armature u tackama B i c: maksimalni pritisak izvana (a), minimailli pritisak izvana (b), sa reakeijom (R) na nozu kesona.

Temeljeflje

297

32. Kesollsko-pfleumatsko temeljcl1je

X Duboko i"direktl/o /emeljenje

Kesonska konzola (sL32.12.-b) dimenzionira se, takoder, za najnepovoljnije opterecenje koje nastupa u slucaju povremenog ispustanja zraka iz radne komore, jer je teiina za spustanje nedovoljna. U ovome slucaju sa vanjske strane djeluje aktivni pritisak (PA ) i hidrostatski pritisak vode (Pw), koje su sumamo oznacene sa Hp (ploce) i HK (konzo!e), radi proracuna momenata na gomjem (Ms) i donjem (Me) dijelu tavanske ploce (sI.32.13.-a). Prema ovome crteiu velicine momenata i poprecne sile mogu se dobiti iz izraza (Nonveiller, 1981):

M, = H,~ +H{e+ ~)- Poh{~ +d}

@

@

(32.6.)

a potrebna armatura u tacki B (BFa) dobije se iz MB i Hk+Hp.

Mc=H{e-~}

(32.7.)

Potrebna armatura u tacki C (cFa) dobije se iz ovog momenta Me. Moment u tacki C 1 za minimalni pritisak izvana, koji moze da nastupi u pocetnoj fazi spustanja kadaje njegova tezina mala, iznosi:

M c,

=H

k •

e3

-

R . el

-

O,lR . e 2 '

(32.8.)

a potrebna armatura u tacki C I (ClFa) izracuna se iz MCl i R. Armatura na gomjem rubu kesona potrebna je za slucaj oslanjanja noZa na srednjem njegovom dijelu. Za slucaj oslanjanja kesona na kracim stranicama, potrebna je armatura u uzduznom smjeru noza, kao i kod bunara i sanduka. Kod vecih teiina kesona dio opterecenja preuzimaju i duze stranice, te je tada sila otpora tla nesto dalje od krajeva. Proracun 1avanice (stropa) kesona ovisan je 0 tome kako je konstruisana pJoca i kakvo je opterecenje iznad kesona u toku njegovog spustanja. Opterecenje ploce moze biti izazvano betoniranjem iii zidanjem po cijeloj povrsini, iIi se zidaju sarno obodni zidovi, pa se naknadno, iIi u toku spustanja, vrsi popunjavanje unutamjeg dijela. Osim ovoga tavanica moze biti projektovana kao rebrasta, pa se proracun provodi na uobicajen nacin za ovakvu vrstu konstrukcije. U prvom siucaju opterecenje je ravnomjemo i pretpostavlja se, u prvoj fazi spustanja, visina svjeieg betona od 1,5-2,0 m, a prema nekim autorima h~/2 (s1.32.14.-a). Dimenzioniranje se vrsi kao za ploeu oslonjenu po obimu, armiranu u oba smjera, a ako je raspon u poprecnom pravcu znatno manji od raspona u duzem pravcu, plocasti nosac se racuna kao nosac armiran u jed nom, kracem smjeru. Ako se stalno vrsi popunjavanje betonom, uzima se kod vecih visina parobolicna raspodjela opterecenja od betona sa visinom parabole od B/2 (sI.32.14.-b). Za oba ova opterecenja proracllna se moment savijanja u sredini (MA i MAl) i prema vecem proracuna se armatura ploce. . 298

Temeljenje

1-----8----11

SI.32.14. Serna optereeenja za prora(7Jn ploce kesona: u prvoj Jazi spu§tanja (a) i u naknadnoj tazi (b).

Ako je tavanica rebrasta, racunaju se glavni i sekundarni nosaCi i ploca izmedu nosaca. Kada se prostor izmedu zidova iznad kesona ne popunjava, moguce je da sile odozdo budu vece od opterecenja odozgo, te ne dolazi do spustanja kesona. Cesto se zbog ovoga vrsi popunjavanje betonom iIi zidom, kada je proracun jednostavan. Nekada se ovo popunjavanje, odnosno dodavanje opterecenja, vrsi nalijevanjem vode u meduprostor (51. 32.1.).

32.5.3. DIMENZIONlRANJE DIJELOVA IZNAD KESONA Kada se izvode sarno obodni zidovi iznad kesona, tada su ovi relativno tanki zidovi izlozeni savijanju od aktivnog pritiska tla i pritiska vode (sl. 32.l2.). Presjeci su optereceni momentom savUanja, transverzainim i normalnim silama. Staticki sistem usvaja se prema obliku presjeka konstrukcije iznad kesona, koji je najcesce zatvorenog ramovskog oblika, sa pregradnim zidovima iIi bez njih. Cesto obodne zidove (iIi nosace u ravni obimnih zidova) treba proracunati i na uticaje neravnomjernog nalijeganja noia na tlo. Za ovaj slucaj potrebno je pretposlaviti nacine oslanjallja (s1. 31.21.) i pronaci momente savijanja, kao sto je to obrazlozeno kod sanducastih bunara, i proracunati uzduznll armaturu. Spustanju kesona i gornje konstrukcije suprutstavlja se trenje (T) po obodu, koje se obicllO savladava nadbetoniranjem iii nadzi(livanjem konstrukcije Temeljenje

299

X Dubo/w itulireklllo lemeijellje

iznad kesona. Ukupno optereeenje [2:(P o+W n)] mora biti veee od sila trenja (T) i pritiska zraka (Pz) u radnoj komori, tj.: (~, + WIl ) > (r + Pz ), (32.9.) pri cemuje: (32.10.)

L

Za smanjenje sila trenja koristi se, kao i kod vee opisanih bunara i

sanduka, bentonitska suspenzija koja se na razne nacine utiskuje po obodu kesona i konstrukcije iznad njega (sI.32.1.). S obzirom da keson prolazi kroz razne slojeve t1a, moze se desiti da je u donjem dijelu kesona i temelja manje, a u gornjem dijelu vece trenje. U ovome slucaju donji njegov dio "visi" i izaziva silu zatezanja (Z) na koju treba dimenzionirati presjek i osigurati ga armaturom (iIi na druge nacine), da ne dode do kidanja temelja.

POGLA VUE Xl

ZAGATI I GRADEVINE OD NASUTIH MATERUALA

* U izvjesnim slozenim terenskim i tehnoloskim uslovima ostaje T dalje moguenost primjene kesona kod temeljena, bez obzira na brzi razvoj izrade dubokih temelja busenim sipovima. Tehnicki propisi za rad na kesonskom temeljenju su sve stroziji, alije i tehnicki razvoj ove metode sve evidentniji.

.. ... Nesreca je sto smo zavoljeli tu svoju mrtvaju, pa neeemo iz nje, a sve se placa, pa i fa ljubav ... " Mesa Selimovic

300

Temeljcllje

301

XI

ZAG-Al'l I GRABE VINE OJ) NASI.1TIB

lVlATERlJALA

Z

agati su veoma bitne privremene, a nekada i stalne, gradevinske konstrukcije, siroko primjenjivane za preuzimanje pritisaka tla i vode, te osiguranja stabilnosti konstrukcije, a eesto i za zastitu gradevinske jame od povrsinske ilili podzemne vode:! Ne provodi se cjelokupno osiguranje od doticaja vode, jer bi to bilo neekonomicno, te se ovo obieno kombinuje sa pumpanjem vode iz radnog prostora. Izvode se od drveta, celika, betona, armiranog i prednapregnutog betona, kao i od raznih zemljanih i kamenitih materijalai svih ovih kombinacija. Kod nas je postojala, a danas je uobieajena, podjela na "prihoje"i zagate. Naziv priboj uzet je za zid koji je formiran od raznih vrsta pobijenih talpi (platnica) u tlo, medusobno prihijenih jednu uz drugu, cime se formira jedna ravan zida. Medutim, u svijetu, a i kod nas, obuhvacaju se skupa priboji i druge zastitne konstrukcije jednim pojmom - zagati, jer su im funkcije sliene iIi iste, sarnO se rade na suhom iIi iznad vode, od raznih materijala, kOllstrukcija i oblika. Danas se koriste termini: jednozidni zagati (priboji), dvozidni zagati iIi opcenito zagati i druge konstrukcije zagata za temeljenje u vodi. Iz navedenih razmatranja proizlazi siroki obim razlicitih tipova zagata i prema novijim saznanjima neld od njih Sil (Tomlinson i Boorman, 1995): a) zemljani nasipi; b) nasipi od kamenog nabacaja; c) nasipi od vreca napunjenih pijeskom; *1

Gradevinskom jarnorn, odnosno terneijnorn jarnorn, nazivarno gradilisni prostor pristupacan i siguran za rad potreban za izvodenje ternelja.

303

33. Jednozidni zagati - prihoji

d) e) f) g) h)

jednozidne drvene talpe; dvozidne drvene talpe; fleksibilne talpe na drvenim iIi celicnim ramovima; kamenim i zernljanim materijalima punjene drvene kasete; jednozidne celicne talpe; i) dvozidne celicne talpe; j) celijasto - celicni zagati; k) buseni i na lieu mjesta izliveni zidovi; I) arrnirano - betonske talpe; m) prethodno izliveni betonski blokovi; n) prethodno izlivene betonske kasete; 0) celicni eilindri i Ijuske (pokretni zagati). Izbor tipa zagata ovisi 0 terenskim uslovima kao sto su: dubina vode, dubina i veliCina iskopa, vrsta tla i njegove osobine, naein iskopa, brzina teeenja vode, nivoi vode, stepen rizika odostecenja i prelivanja zagata.· ~zbor svakako ovisi 0 mogucnosti i lahkoci transporta na gradiliste teskih konstrukcija, materijala i opreme. Zernljani i kameni zagati pogodni su za nize nivoe vode. Jednozidni zagati od talpi priboji pogodni su kod ogranieenog gradilisnog prostora i gdje postoji mogucnost koriStenja popreenih veza iIi ankera. Dvozidni i celijasti zagati koriste se kod sirokih iskopa, gdje se traZi samonosivost konstrukcije. Zemljanim i kamenim materijalom ispunjene drvene kasete koriste se kod udaljenih gradilista, gdje postoje ovi materijali, a doprema drugih (beton, eelik i dr.) bila bi neekonomicna. U svakom slueaju, uslovi tta za temeijenje objekta su znacajni i uticajni faktori za izbor tipa zagata. Npr.: eelicne, a i druge talpe su nepodesne za tla gdje postoje samci, panjevi i druge prepreke. Kod zagata na vodi treba uzeti u obzir hidraulicne probleme, kao sto je suzenje korita rijeke, erozija, filtracija, prelijevanje i sl. Nekada se ovi problemi rjesavaju hidraulicnim modelima. Opcenito, izbor tipa zagata i detalji projektovanja vezani su za poznavanje karakteristika tla, koje trebaju da se dobiju iz dovoIjnog obima istraZilih radova. Uz ovo potrebno je pazljivo studiranje i odabir odgovarajucih materijala za zagat, te statistieki podaci 0 hidroloskim i drugim prilikama rijeke. U ovome pogJavlju obradit ce se mnogi navedeni tipovi zagata, kao i graoevine od nasutih materijala, koje su srodne nasutim zagatima. 304

)

33.., 4EDNOZIDNI ZAGATI - PRIBOJI Jednozidni zagat, odnosno priboj, veoma je vitka vertikalila gradcvillska kOllstrukcija zabijena u tlo iii u Iljemu izraoella. Ona preuzima pritiske od tla i vode, te sprecava dotok vode u gradevinsku jamu. Popreeni presjek priboja je male debljine u odnosu na njegovu visinu, zbog eegaje veoma savitljiva stijena. Prvo ce se obrazloziti njihova upotreba i vrste sa aspekta primijenjenih materijala.

33.1.UPOTREBA I VRSTE JEDNOZIDNIH ZAGATA - PRIBOJA Jednozidna zagatna stijena moze biti kao konzola zabijena u tlo (sI.33.1.a), ankerisana na jednom (sI.33. I.-b) iii vise mjesta, (sI.33.2.-a), iii su dvije susjedne strane medusobnopovezane (s1.33.1.-c), iIi razuprte (s1.33.L-d). Na slici 33.1. prikazani su ovi osnovni tipovi za s\ueaj postojanja podzemne vode u tlu. Sliean je konstruktivni sistem i kod izrade jednozidnog zagata iznad povrsinske vode ali ogranieene dubine. Jednozidni zagat - priboj moze u tlu biti cvrsto uklijesten iIi slobodan.

~

IiP.V.

=

T H

-PRIBOJ-·

t\ ...L

@)

®

®

~~~

-\=- , \

,

ANKE~ \ ANKERNA PLOCA SLOBOONO III

U UKLJESTENO

S/.33.1. Vrste jedllozidnih zagata: kOl1zolni (a), llnkerisani (b). poveZllni (c) i razuprti (d) zagat.

Za osiguranje gradevinskih jama danas se naJcesce koriste podzel11ni zidovi - dijafragme sa visestepenim ankerisanjem iii bcz njega (sI.33.2.-a). Zagat moze biti i sastavni dio stalnih gradevina, kao sto su protufiltracioni ekrani (s1.33.2.-b), zastitne obalne konstrukcije (51.33.2.- c i d), zastite temelja u vodi od erozije i podlokavanja (sL33.2.-d). U izvjesnim slucajevima l110gu jednozidne zagatne konstrukcije pos!uziti i za produbljenja temelja radi pove6anja nosivosti iii smanjenja slijegal1ja. U ovom i narednom poglavlju bit ce izneseno Temeijenje

305

XI Zagati i gratlevine od nasutih materijala

33. lednozidni zagati - priboji

vise primjera zagatnih stijena izradenih u tlu radi osiguranja iskopa koji cine sastavni dio konstrukcije same gradevine.

@

@

@

JEDNOZIDNI ' ; ZAGAT .

skoseni utor, koji se primjenjuje kod uzanih talpi, do 10 em debijine (s1.33.3.-a). Ovaj tip suceljavanja talpi ne daje dobro vodenje pri njihovom zabijanju, sto dovodi do veee vodopropusnosti i diskontinuiteta zagatnog zida, a cesee je i lomljenje ostrih iviea. Radi ovoga se talpe ovako spajaju sarno kod manjih dubina i u tlu bez veeih samaea, korijena i drugih zapreka. Kada su talpe veee debljine (12 i 14 em), ovaj nedostatak se moze ublaziti zasijecanjem ostrih ivica pera j zlijeba (s1.33.3.-b). Kod talpi debljih od 14 em koristi se pravougaoni (s1.33.3.-c), iii trapezasti (sI.33.3.-d) oblik pera i utora, kao najbolje rjesenje. U posljednjim slucajevima utor (zlijeb) treba da ima nesto veee dimenzije od pera, ali ne vise od 0,5 em.

®

d/3 -O.3cm d/3+0.3cm e

.;; ';1"I<">~A ~ J.::: ~

JEDNOZIDNI ZAGAT

bslOcm

, ZAGAT'

Slucajevi jednozidnih zagata - priboja: _ ankerisana zagatna stijena (a), protu{tltraciona (b), zastitna zagatna stijena kod obaloutvrde (c) i (d) i kod stupa u vodi (e).

33.1.1. DRVENI ZAGATNI ZIDOVI Jednozidni drveni zidovi - priboji koristili su se mnogo u devetnaestom vijeku kod temeljenja manje slozenih objekata. Posebno obradene drvene talpe (platnice) zabijene u tlo formiraju zidove za privremene iIi trajne gradevinske svrhe. Koriste se u tlu sa podzemnom vodom iIi bez nje, kao i u plitkoj spoljnoj vodi iznad terena do oko 2,0 m dubine. Ukupna duzina talpi ne bi trebala biti ~eea od 8,0 m, jer bi veea duzina zahtijevala deblje taIpe, skuplju nabavku i slozenije zabijanje. Danas je skupa drvena grada za talpe, pa se sve vise zamjenjuje drugim jeftinijim i trajnijim materijalima. Drvene talpe :ade se od birane jelove rezane grade debljine 8 - 20 em, a najcesee 10 - 14 em. Sirina talpi kreee se od 15 - 30 em, a normaIno su u upotrebi talpe sirine 20 - 25 em. Potrebna vodonepropusnost, kao i bolje vodenje talpi pri zabijanju, postize se posebno oblikovanim spojevima izmedu pojedinih talpi. TaIpe se obicno rade na spoj u obliku pera i utora (zlijeba). Njihov oblik u poprecnom presjeku moze biti trouglast, (skosen) pravougaon, iii trapezast. Najjednostavniji i najmanje siguran je 306----------------------~~~--------------------­

Temeljenje

e

tt~

-IT

Sl.33.2.

@

®

:;,

@

J:_~~~ b

Sl.33.3. Presjeci drvenih talpi (platnica): skoseni utor (a), skoseni utor sa zasjecenim ivicama (b), pero i utor (c), trapezno pero i utor (d), posebno pero od tvrdog drveta pravougaono (e) i skoseno (f), rero i utor od skovanih dasaka (talpi) (g) i dvostruke talpe na preklop (17).

Kod zabijanja tanjih talpi na veee dubine koristi se posebno pero od tvrdog drveta (sI.33.3.-e, f). U ovome slucaju talpe se izraduju sarno sa zljebovima na obje strane, a pero za veze izraduje se od posebnog komada, koji se umeee u zlijeb i zakiva ekserima. Za pliee zagate mogu da posluze taipe izradene od dasaka medusobno spojenih ekserima, kojima se ujedno formira pero i utor (s1.33.3.-g). Ponekad se za manje gradevine koristi zagatni zid izraden od dva reda dasaka, koje se medusobno preklapaju (sI.33.3.-h) i time se obezbjeduje izvjesna vodouepropusnost. Radi lakseg zabijanja 11 tlo talpe se na duu obraduju tako da se sto Iakse savladaju otporitla i da one u toku zabijanja potiskuju novu talpu prema vee zabijenoj. Zbog ovoga se donji kraj zasijeea koso po sirini talpe (s1.33.4.-b). Radi zastite od cijepanja i smanjenja otpora prodiranju talpa se na dnu obicno oblaZe metaInim okovom pricvrscenim ekserima (sI.33.4.e i d). Gornji kraj talpi se zasjeea radi okivanja limom iIi za navlacenje ceIicnog prstena za zabijanje (sL33.4.-e i f), ----------------------------~~~em--elj~e-~~·e-------------------------307

33. Jedllozidlli z.agati . priboji

XI Zagati i graaevine od nasutih materijala

kojim se sprecava eijepanje drveta od udara malja. Nakon zabijanja taJpe do odredene dubine celicni prsten se skida i postavlja na narednu talpu. Kada se talpe zabUaju pojedinacno, moze doci do njihovog razmieanja, pa se u pojedinim poljima ne bi moglo zavrsiti taipom isf:e sirine. Radi ovoga se koristi posljednja talpa u polju trapeznog oblika, a ona je u gornjem kraju sira nego u donjem dijelu. Njen zadatak je da zabijene talpe u polju pribije bolje jednu uz drugu, jer se one obicno kod slobodnog zabijanja razmaknu.

klijestima dimenzija obicno l~O - 2%4 em (s1.33.5. i 6.). Dna moraju biti dovoljnih dimcnzUa, kako bi mogla drzati talpe u ravni, prenijeti opterecenje zida od talpi na stupove i raspinjace i izdrZati zabijanje talpi i stupova, bez vecih deformaeija.

@

C0

@

(Q)

TALPA

Nil.

® @ I, I I

POGLE 0

mJ . .

8-10 ;:213b

I

1

®

.

. . . .

.

.

.

I

I

I

J

,

I

,..>--STUP I J

\1 v

.

.

I: f

I

5': d

,. 0

'"

'\L&

SI.33.5. lednozidni zagatni zidovi u tlu sa podzemnom vodom (a i b) i fla otvorenoj vodi (e), sa .sernom rasporeda stupova (d).

Veza klijesta sa stupovima mora biti cvrsta, uvezana zavrtnjima i ne smije smetati zabijanju talpi (s1.33.6.).

-I

@ POGLEO

I

lI

I I

POGLEO

PRESJEK

@

®

POGLED

SI.33.4. Tipovi obrade glave i stope talpe: oblikovanje glave i stope (a, b), oko\! stope talpe (c, d), obrada glave lalpe (e,f).

Postavljanje konstrukcije jednozidnog zagata ovisi 0 tome da Ii se objekat izvodi u tlu sa visokim nivoorn podzernne vode (51.33.5.-a i b) iii u otvorenoj vodi (s1.33.5.-e). Osim ovoga, zabijanje talpi u ejelini istovremeno, pojedinacno iIi polje po polje, ima utieaja na kOlleepeiju konstrukeije i rada na zaga6ivanju gradcvinske jame. Zid od talpi ukrucuje se stupovima, dimenzija

IJ(6 - 3%0

em, a na

razmaku do 3,0 m. Raspored stupova ovisi 0 obliku gradevinske jame, ali obavezno dolaze na uglovima i lomovima gradevinske jame (sI.33.5.-d). Stupovi imaju utore po eijel~j visini izuzev na donjem dijelu dubine oko 50 em, za koliko je dublje ukopan od talpi (sI.33.5.-a, b, e). U gornjem kraju stupovi se povezuju 3o8----------------------~-------------------------

Temeljcnje

SI.33.6. Detalji vezivanja klijdla za slup: u putju (a) ina uglovima (b i c), (Kostic, 1968).

Zabij3llje dncnih tUlpi vrsi se rucnim maljevima iii obicnim lahkim makarama, odnosno zabijacima. U slucaju dubljih zidova i u tezim Hima koriste se teski mo1.orni zabijaci. Makara se obicno 1110ntira na kolosijeku paralelnom sa 050111 zagatnog (pribojnog) zida, uzduz koje ona zabija pojedine talpe (sI.33.7.-a).

------------------------------7-e-I1-,e~lj~en-y~e--------------------------309

XI Zagati i graaevine od nasutih materijala

33. lednozidni zagati - priboji

U slu~aju zabijanja talpi iznad vode koristi se skela iii plovni objekat, na kojem se nalazl makara (s1.33.7.-b).

@

@ KRAN SA TEZIM

Razupiranje drvenih zidova zagata vrsi se sukcesivno sa iskopom, koji se najeesce izvodi rueno kod malih gradevinskih jama. Razupore, koje moraju preuzeti site aktivnog pritiska tla i vode, oslanjaju se na horizontalne uzduzne grede (sI.33.9.-a) iIi direktno na stupove (sJ.33.9.-e).

ZABIJACEM

@

d _ talpe

--....:...J.-j~

TALPA ZIOA

Sl.33.7. Zabijanje talpi: na tlu u dVijeJaze sa lakSim i teiim zabijacem (a) i iznad vode (b).

Talp~. ~e .poCinju ~bijati iz jednog ugla zatvorene gradevinske jame (s1.33.5:-?), III lZ Jednog kraF, kada se talpe zabijaju u jednom praveu. Talpe se postavl!aJu tako d~.utor bude u praveu napredovanja, kako bi pero oeistilo utor od nakup~~e~lOg mater:Jala. Da bi se talpe odr.zale sto bolje u zeljenoj ravni, uzastopno se zabl]aJu sa relatlvno malom visinskom razlikom (sI.33.8.) . .. . Najprije se zabijaju utoreni stupovi, po eijeloj dubini (sI.33.8.), iii se zab~~aJu skup~ sa t~lpama.'. al~ sa vrhovirna uvijek ispred talpi. Kada se stupovi za?IJ~ d~ ~aJa, ~~Je zablJanJa talpi oni mogu skrenuti iz ravni zida. Zabijanje P?Jedmacmh talpl lzmedu stupova izaziva njihovo razmicanje i devijaciju u ravni zlda. U ovom slueaju zadnja talpa do stupova treba da ima trapezni oblik eime ce se izvrsiti njihovo pribijanje. '

T -I

t

1

_

KUNOYI

SI.33.9. Razupiranje jednozidnog zagata: presjek A - A, sa dva razupiranja (a), pogled na razupnu stijenku (b), razupiranje samo na stuhovima (c) i detalj razupiranja (d).

~ Hi---<,--*-,!!!=....,

POGLED

DETALJ0 -

• 1 I: I I

:

I I I I I II I I

'it----- I ~ 3.0 - - - I Jr lI

I I I

r----------Il

I I

PRESJEK

I

U-j.L1-Lj.i I l

II I I II II

$

1I

V-STUPOVI-\/

lIIJi~

f-

I POGlED PRESJEK

S1.33.8. Zabijanje lalpi izmetlu dva stupa, u presjeku, pog/edu i sa detaljima. 310--------------------~~~~------------------­

Temeljenje

Razupore se postavljaju u dva nivoa (sJ.33.9.-a, b) iIi u jednom (s1.33.9.-c) nivou, sto ovisi 0 dubini gradevinske jame i boenom pritisku. U velikim gradevinskim jamarna, sa veeim bocnim pritiskom na zidove, razupore su guste i veomajake, sto oteiava iskop i kretanje radnika. Ako postoji mogucnost, dobro je osiguranje izvrsiti izvan gradevinske jame. Spo\jasnje osiguranje moze se iskoristiti kao radna skela. Prilikom iskopa vrsi se obicno i ispumpavanje vode iz gradevinske jame, jer se ne moze taipama obezbijediti potpuna vodollepropusnost. Treba obratiti painju da ne dode do proiorna tla - hidraulienog sloma tla usljed ispiranja cestica ispurnpavanjem vode iz branjenog prostora. LJ slozenijim uslovima treba odustati od ispumpavanja vode, vee kopati i betonirati pod vodom. Betoniranje temeljnih stopa obiel1o se vrsi do sarnih taJpi zagata tako da stupovi ulaze u temeljnu stopu. Temeljenje

33. .Iednozidni zagati . priboji

Xl Zagati i gradevine od nasutih materijala

33.1.2. ;CELICNI ZAGATNI ZIDOVI J

Vrlo cesto se za temeljenje savremenih inzenjerskih konstrukcija koriste celicne talpe raznih oblika. Celik kao materijal vel ike C'Ifstoce i elasticnosti pogodan je za izradu jednozidnih zagata vecih dubina i pritisaka, nego sto je to slucaj kod drvenih zagata. Temeljenje celicnim zagalima vrsi se od 10,0 m i vise, sto ovisi 0 vrsti tla. Celicne talpe mogu se zabiti dublje od dna gradevinske jame, cime se povecava sigumost i stabilnost zida, posebno od iznenadnog prodora vode 1I gradevinsku jamu. Ukoliko se izvrsi pazljivo zabijanje, moguce je izvaditi talpe i ponovo ih koristiti, sto im daje ekonomsku prednost u odnosu na ostale lipove talpi. Graaevinska jama je u ovome slucajll sira od temeljne stope tako da beton temelja ne dolazi u dodir sa talpama zida. Celicne talpe za zagatne zidove su profilisane, raznih oblika, velicina i razlicitih debljina poprecnog presjeka. Postoji veliki broj patentiranih profila, u Evropi i SAD, namijenjenih za razlicite svrhe i razne vrste stalnih iIi privremenih zidova. Za talpe se koriste najcesce ravni presjeci llkoliko prellzimaju male momente savijanja iii same aksijalna opterecenja, koja se obicno javljaju kod plitkog temeljenja, iii kod celijastih zagata (sI.33.1 0.). Zbog male debljine rebra potrebno je da celicne talpe imajll na krajevima posebno oblikovane zljebove kojima se medllsobno povezujll i osiguravaju stabilnost i vodonepropllsllost zida. Oblik i mjesto zlijeba talpe varira od proizvodaca do proizvodaca i svi oni imaju odredene prednosti i mahane. Kada su zljebovi (pero i utor) smjesteni u sredini, ~j. u nelltralnoj osi, materijal talpe je slabije iskoristen, ali je spoj vise zasticen (Larsen talpa). Spoj u pojasu povecava moment otpora zagatne stijene, alije vise izlozen ostecenjima (Hes talpa). Najpoznatiji svjetski tipovi talpi su: Larssen (Larsen), Hoesch (Res), iIi Frodingham (Frodingam), Krupp (Krup) , Rombas, Lackawanna, (Lakavana), koji su dijelom principijelno prikazani na slid 33.10. Larssen talpe imaju sirokll prirrtienu u svijetll za zagate, jer imaju malu mogucnost otkopcavanja prilikom zabijanja dugih talpi u teskim terenima, sto se za ostale tipove talpi ne bi moglo reci. Pojedinacne talpe mogu se kombinovati sa nosacima (Peine iIi normalni profil), cime se pove6ava otporni moment presjeka zagata (sI.33.lOA, g). Pored uobicajenih oblika talpi sa normalnim presjecima postoje i oblici za dobivanje krivih i izlomljenih povrsina zidova tako da se od njih mogu praviti razne kombinacije. Celicne talpe koriste se kao dijelovi trajnih konstfukcija, kao sto su npr. obalni zidovi i pristanista na rijekama i morima. U ovim slucajevima debljine talpi uzimaju se vece od potrebnih, jer su iznad najnizeg vodostaja izlozene hrdanju, 312----------------------~~-----------------------

Temeljenje

cime se smanjuje vijek njihovog trajanja. U posljednje vrijeme upotrebljavaju se talpe od nehrdajuceg ceJika, iii se lIvodi katodna zastita. U tabelama 33. J. do 33.4. dati su podaci za celicne talpe tipa Larssen i Frodingham, iii Hoesch, prema nekim evropskim (njemackim i britanskim) proizvodacima celika.

-. ~ .c~-'...L'~ ,

\.

b

d

d

~~ I 1

·1

b.~ 2

b

.1 .1

";AI DETAlJ@

~ @

IIT.± l~·:~-;.t~t~.c~, ~

® ~-,,,,~/r

r

.<01

j

TI

i_ _

~'f

FRODINGHAM

I i

TALPE

\

UNIVERZ~LNI NOSAC

,~

j..,-..

~

~ZAIJARENO

\

_

.~

SI.33.JO. Tipovi celicnih la/pi: Larssen (d), Hoesch iii Frodingham (b), Krupp ((J, Peine (d), prava (Ro/llbaas) talpa k). Lar.I·SCII01'1' Ill/pC .I'pojene sa Peiner (Pajner) nosacem (f) i Frodingham fa/pc ::avarcni no ldu.I'icnim I nosaCima (g).

Postavljanjc i zabijanjc celicnih talpi zahtijeva dovoljno visoke dizalice sa maljem zbog velike duzine talpi i potrcbe l.a lIvlaccnjem u zljebove odozgo. Organizacija postavljanja i zabijanja zida od ovisi 0 tome da Ii se radi na tIll iIi iznad vode. U ovim sJucajevima lzvodi na analogan nacin kao i drveni, odnosno kao i sipovi. Temcljcnje

313

XI Zagat; i grailevine od nasulih materijala

33. lednozidni zagati f'riboji

Dimenzije i staticke veUCine Frodingham (alpi (Britanska proizvodnja)

Nonnalni profili falpi Larsen : I"

'.

,profil .,

.

..

.'.

'

b

h .'

DO

la I

150 200 247 360 360 440 460

II

III IVn V VI Vll

>
.......

Dimenzije (mm)

400 400 400 400 400 420 420 460

I

d

. : ........ t. .

6.5

8 8,7 9,2 10 12 14 14

W

(kg/m)

(kg/m 2 )

F~; 100 121,8 142,6

Staticke vrijednosti . '. za 1 m

I .. : .•.. (C;11i) ." il {cm

4

.

25,8 31.5 38,5 48.9 58,3 78,8 95.9 112,4

82 100 122 155 185 303 370 310

40 48.8

14,F 20,5 22 26

A

W 32.8

7 8 10,2 14.2

..: ......

.

Tabela 331

x

W,(cm 3 )

)

2470 3750 8500 16670 39600 54000 92400 1I5 000

380 500 850 1350 2200 3000 4200 5000

Normalni profili talpi Roesch (Res) Tabela 33 2 ....

.Dimenzije (irun) ....

....

. ' b ...•

Profil

....

160 150 185 230 267 290

fa I II III IV V

425 400 400 400 400 425

.'........

'W

. t:

d 7 8 8,5 9,5 10,5

............ Tezina ...

(kg/m)

9,5 12 14 18

12

(kg/m l

37,8 40 48,8 62 74

7

8

.

·N{cm 2 )

W )

113,38 127.4 55,43 197.45 235,68 303,18

101,2

48,19 50,96 62,17 78,98 94,27 128.85

.. (mm) I.······:·, I>: .. . •...... ''1:rlmenzlJe

Povrsin, prcsjck;

1.··'}'i1··: l···:·"::····

I... 11.:11 IBXN

476 675 675 675 675

143 300 380 430 460

f2

tfl ..

I'·:.

..2

FX13 FX18 FX26 FX36

d 12,7 9,5 9,5 13.2 18,0

12,7 9,5 9,5 12,2 14.0

78 127,7 135.4 127,1 149.0

123 154.5 160,3 146,6 158,3

km'/m zida 166,5 137,9 147.6 194,9

244,8

Masa '(I,lm)

)'14 Tabela ... ........ Slnlicke vrijednosli

za lin

(kil",') zida ..

62.1 73.1 78,2 103,3 129,7

130,4 108,3 115.9 153,0 192;2

Moment

'Otporni

iI.lercije ",

momen!

I, (em")

W,(em')

4919 19693 34201 55983 82915

688 I 313 I ROO 2603 3605

Celicne talpe postavljaju se i zabijaju obicno jedna po jedna iIi po dvije skupa, Pri postavljanju zljebovi se podrnazuju uljem iii mascu radi Iakseg zabijanja i smanjenja vodopropusnosti,

Staticke vrijednosti za 1 m .'

[,(em' ) .W,(cm') 4800 5250 10175 18400 29370 43500

600 700 1100 1600 2200 3000

Dimenzije i staticke veliCine Larsen falpi (Britanska proizvodnja) ..

'.,.,

..

.

.

.

Dinlenzije (mm)

.. ..

.......

. .......

Tip b .,' 6W LX8 LXI2 LXI6 LX20 LX25 LX32 20W 25W

GSP3 4A 6 6 6

314

h .•.•.

d

f

t . ...

.

212 310 310 380 430 450 450 400 454 250 381 440 440 440

7,8 8,2 9,7 10,5 125 15,6 21,5

11,3 12.1 13,0 15,7 22.0 25,4 28'(,

6,4

331

8,0 8.2 9,0 9,0 9,2 9,8 9,2 10.5 8,6

250 386 365 330 330 328 333 317 271 219 248 251 251

9,6

14,0 14,0 14,0

....

..

presjek,

{em'/m zida

.. :

'.

1

525 600 600 600 600 600 600 525 525 400 400 420 420 420

Povrsin;

Tabela 33 3

... Masa

.

.....•

108 116 136 157 177 200 242 188 213 I'll 236 370 397 421

•

{kg/Ill'

(kg/Ill' zida .•

Statickevrijednosti zuI m .... Otporni Moment moment inercijc l' W, ~cllr, f

,(em')

,

.0

I

W

44.7 54:6 63,9 74.1 83.2 94.0 113.9 77,3 87,9 60,0 74,0 122,0 131,0 138,7

Temeljenje

85,1 91,0 106,4 123,5 138,6 156,7 189,8 147,2 167,4 150,0 185,1 290,5 31 1,8 330.2

6459 12861 18723 31 175 43478 56824 72 028 40180 56727 16759 44916 92452 102861 I 11450

610 830 1208 1641 2022 2525 3201 2009 2499 1340 2360 4200 4675 5066

I

-1

S1.33.11. Zastitne kape za zabijanje celicnih falpi: pojedinacna Larssen (a) i dvostruka (b i c) talpa,

Kod postavljanja i zabijanja talpi u tlo moguce je, da taIpe skrenu iz predvidenog polozaja i iz ravni zida. Da nc bi doslo do ovoga koriste se drvene iIi celicne yodice, slicne klijestima, sa jedne iii ohadvije strane. Celicni zagatni zidovi najces6e se koriste kao trajne gradevine iii se njima zagacuju vece graaevinske jarne. Ako se koriste kao privremene konstrukcije, onda se svi detalji i nadglavnica izvode kao montazno - demonta7.ni eiementi, od drveta, a rjeae od celika, Temeljl?l1jc

315

Xl

33 .

Zabijunje duzih i tezih cclicnih talpi vrsi se lagahnim iii teskim motornim zahijacima. Danas se upotrebljavajll brzohodni mehanicki maljevi bel, posebnih vodka. U pjeskovitom tlu koriste se vibracioni i vrlo efikasni zabijaci kojima se postiie velika brzina utiskivanja celicnih talpi. lspiranjem vodom pod pritiskom, kroz posebno ugradene cijevi sa otvorom u dnl! taIpe, ovaj proces zabijanja se jos viSe ubrzava. Kod zabijanja se na talpe poslavljaju zastitne metalne kape, posebno profilisane i prilagoaenc presjeku jednc iii dvije talpe. Gornji kraj poklopne kape profilisan je za stavljanje drvenog umetka, preko kojeg se vrsi zabijanje taIpe (sI33.11.). Kod zabijanja talpe pomoell vihracionog malja on se pricvrsti na gornji kraj talpe zavrtnjima i ona se pridrzava u pocetnoj fazi zabijanja, dok se talpa dovoljno ne zabije II tlo. Kopanjc i razupiranJc vrsi sc sukcesivllo pod zastitom celicnog zagata, obicno nakon potpunog zabijanja tal pi. Kod privrel11enih zagata malih dllbina i pritisaka koristi se tvrda drvena grada za razllpiranje i meausobne potpore dok se za velike i dllblje gradevinske jamc koriste montaini. celicni konstrukcioni eletnenti. Iskop u gradcvinskoj jami sticenoj eelienim talpama obicno je obimniji, te se nastoji smanjiti obim razllpiranja, kako hi se mogao vrsiti mehanizovani iskop. Da bi srnanjilo razllpiranje, koje se nekada izvodi u vise nivoa a time i stvorio siri prostor za fad, razvijene su mnoge nove konstrukcije sa zategama. One se lIgradujll sukcesivllo sa iskopom i prcuzirnaju sile aktivnog pritiska lla j pritisak podzemne vode (sL33.12.-b i d). Sile na zategll prenose se preko podvlaka oslonjenih na zagatni zid, za sto sc izgradujll posebni elementi. Priticallje vode 1I gradevinskll jamu sa celicnim talpamajc manjc nego kod drvenih, te je odhrana od vode laksa. Prilicaj vode je uglavnorn ispod talpi, te se dubljjm njihovil11 zabijaJ~jem moze smanjiti potreba za iSPlll11pavanjem vode iz gradevinske jame. Celicni zagatni zidovi (priboji) koriste se kao stalnc gradevine, radi cegaje potrebno izvesti naglavllu celicnu, il i armirano - bctOHsku gredll (sL33.12.).

@

@

@

@)

I

I I I

I!

-L~L i

S1.33. j 2. Nadgfavne grede Iwd zidova od 2e!icnih lalpi. ('e!i2na hez (a) i sa ::ategoll1 (b), armirano - betol1ska bez (c) i sa (eI) h'/ic'1101l1 zategol11 (Nol1vciller, 19(1).

Teme/jenje

.Iedl1o~idJ1i

s:.agali . priboji

33.1.3. ARMIRANO- BETONSKI ZAGATNI ZIDOVI Armirano betollske talpe ne koriste se za privremene, vee za sta!ne objekte. One obicno cine sastavni dio temeIja, bilo kao nosivi iIi zastitni dio objekta (st.33.2.-c). U izvjesnim slllcajcvima mogu da zamijene i nosive sipove. Najveea im je prednosl, nad ostaiim tipovima, sto su neosjet\jive na oscilacije vodostaja i agresivne llticaje. Dimenzije Sll im ogranicene lezinol11 i mogucnosell zabijanja talpi.

0'1.33.13. Armimno - belOnske la/pe: poduini pre.\jeci (a), poprecni pre;jeci sa detaljoll1 vrha Ia/pe (h), kvadratni pre:,jek wipe (c), Ie presjeci prednapregllutih talpi (tf i e), (Nonveiller, J 981 ) i T pre:,jek (f).

Popreeni presjek talpi prilagodava se potrebi k0l1s1rukcije, dllbini i vrsti tla, te velicini momenta savijanja. Rjede jc kvadratnog (sI.33.13.-c) a cesee pravougaonog presjeka za manje (sI.33.13.-b, d, e), a nekada ill oblikll T presjeka za veee momente savijanja (51.33.13.-0. Kontinllitet zagatnog zida i vodoneproPllSl10st sastava obezbjeduje se izradom pent i utora (sI.33.13.-c, d), iii sa1110 utora (sI.33.13.-e), iii njihovim kombinacijama. Naime, donji dio talpi izvodi se sa perom i utorom, radi boljeg uzajamnog voaenja, a gornji samo sa utorima Temeljenje

33. Jednozidni zagati - prihoji

XI Zagati i gradevine ad nasutih materijala

(s1.33.13.-a). Pero i utor obezbjeduju prisilno zadr.zavarlie talpi u ravnini zabijanja, a obostrani utori bolju vodonepropusnost zagatne stijene. Odnos velicine strane pravougaonog presjeka obicno se krece od 1: 1,5 do I :2, a rjede 1:3. Sirina armirano - betonske talpe uzima se od 20 do 35 em, a duzina poprecnog presjeka 30 do 50 em. Ako se izvode talpe sa utorima na obje strane onda se uton povezuju umeeima od celika iIi armiranog betona (sI.33.l3.-e). Cest je slucaj da se utori nakon zabijanja talpi isperu vodom pod pritiskom i pomocu eijevi zainjektiraju eementnim malterom. Radi uspjesnog zabijanja u tlo donji dio zavrsava se klinasto, kao i kod drvenih talpi (s1.33.13.-a i b), a gornji kraj se suzi, radi postavljanja kape za zabijanje maljern (sI.33.13.-a). Betonske talpe se nekada medusobno povezuju kao i celicne talpe, ugradivanjem celicnih dijelova u toku betoniranja. Cesci je slucaj da se citave celicne talpe (Larssen) ugradllju 1I tokll betoniranja, tako da se medusobne veze ostvaruju kao kod celicnih talpi. Tanke armirano - betonske talpe, iIi talpe od prednapregnutog betona rnogu se zabijati izmedu drvenih klijesta, kao i drvene talpe. S obzirorn da se ove talpe koriste kao stalne konstrukeije, i njihovo povezivanje i ukrucenje se vrsi armirano - betonskirn konstrukcijarna, koje se rjesavaju prerna zahtjevima objekta. Zabijanje arrnirano - betonskih talpi vrsi se teskirn rnaljevima preko oblikovane glave i postavljenim jastukom za prenos sile udarca. Rad na zabijanju je isti kao kod drvenih, odnosno celicnih talpi. Zabijanje u sabijenom nekoherentnom tlu olaksa6e se ako se kroz posebne eijevi sa mlaznieom na dnu talpe utiskllje voda pod pritiskom, slicno kao kod sipova. Kopanje 1I gradevinskoj jami, iSPlImpavanje vode i razupiranje je slicno kao i kod drvenih i celicnih talpi. Medutim, ove talpe su najcesce sastavni dio ternelja, te one moraju zadovoljiti sve tehnicke uslove kao i sama konstrukeija.

33.1.4. ZAGATNI ZIDOVI OD TALPI PREDNAPREGNUTOG BETONA Armirano betonske talpe rnogu se raditi i od prednapregnutog betona, u tom slucaju mogu biti tanje i lakse (sI.33.J3.-d, e), od talpi izradenih od obicnog armiranog betona, za preuzimanje istog momenta savijanja. Prednapregnut beton u talparna povoljan je radi efikasnog iskoristenja eijelog presjeka na savijanje, a uvedeni napon na pritisak sprecava stvaranje prskotina u betonu. Zbog ovoga su talpe od prednapregnutog betona otpomije na koroziju armature, i povoljnije za zabijanje, zbog marliih presjeka i vece otpomosti na nepovoljne utieaje udara rnalja. Zabijanje prednapregnlltih talpi moze se vrsiti izmedu drvenih klijesta, a sarna nadglavna konstrukcija izvodi se, nakon zabijanja svih talpi, od prednapregnutog betona. 318

Temeljenje

Ta\pe od armiranog i prednapregnutog betona koriste se i za sprecavanje ispiranja tla i podlokavanja temelja u vodi, kao i za sprecavarlie filtraeije vode ispod hidrotehnickih objekata u vidu podzemnih zavjesa. U ovim slucajevirna povoljnije je kontinuitet stijenke obezbijediti metalnim ubetoniranim vezama Cime se obezbjeduje bolja vodonepropusnost. Priprema, izrada, konstruktivni detalji, zabijanje, upotreba i dr. talpi od prednapregnutog betona sIicno je talpama od armiranog betona, a dijelorn i sipovima od arrniranog betona.

33.1.5. BETONSKE DlJAFRAGME KAO ZAGATNI ZIDOVI Posljednjih desetljeca usavrseni su postllpei masinskog iskopa i betoniranja usjeka vel ike dubine, bez razupiranja bocnih strana. Uobicajeno je da se ovako dobiveni podzemni zidovi - ekrani nazivaju kontinualne dijafragme. Prvobitno su izvoaene tankostijene dijafragme za manje dllbine i razlicitirn postupeirna k~ji se razlikuju od izrade danasnje qebelostijene dijafragme grabilieom iii pomocu reverzibilne cirkulaeije suspenzije kod rotirajuceg uredaja, kojim se sasijeea tlo.

33.1.5.1. Tankostijene dijafragme Metod izrade tankostijene dijafragme sastoji se u nabijanju serije celicnib . I profila jedan pored drugog, postepenom njihovorn izvlacenju i istovrernenom zapunjavanju stvorenog prostora, injektiranjern pod pritiskorn ili pod vlastitom tezinom injekcione smjese (s1.33.14.). Na ovaj nacin fonnira se cernentna, cernentno - gIinena iIi glinena dijafragma debljine do 30 crn. Ovaj tip dijafragrne prirnjenjuje se u pjeskovitirn iii sljunkovitim rnatenjaiirna, do dllbine obicno is pod 10,0 m, a najvise do 15,0 rn. Cijeni se da je do 30%, a u nekim slucajevima i vise, jeftinija od debelostijene dijafragme, a njom se moze postici traZena vodone-propusnost. Pobijanje i izvlacenje celicnih profila vrsi se pomocu posebnog toranjskog krana dovoljne nosivosti za hidraulicko pobijanje i izvlacenje nosaca. Normalno se koristi serija od nekoliko celicnih nosaca na kojima su zavarene injekcione cijevi, koje su prj dnu u fazi pobijanja zatvorene. Dirnenzije I profila trebaju biti prilagodene geoloskim uslovima, postavljenim zahtjevima za dijafragmu i mocnosti stroja. Kod nas je u prirnjeni izrada tankostijene dijafragme sarno sa jednirn I profi Iom, sto je za izvodenje jednostavnije. Kontinualnost dijafragme i vodenje nosaca obezbjeduje se na taj nacin da jedna noziea uvijek ulazi u vee izbuseni i zainjektiran prostor, dok druga nozica I profila prolazi kroz teren (sI.33.14.-b). Temeljenje

319

XI Zagati i graaevine ad naslltih materijala

33. Jednozidni zagati . prihoji

Kada se I profil pobije do nepropusnog tla, pristupa se sukcesivnom vadenju i profila i injektiranju slobodnog prostora injekeionom smjesom, koja prodire dublje i u okolno tlo. Najprije se podigne nosac za oko 15 cm, a zatim injektira, sve do pojave srnjese na vrhu prethodno izvedenog dijela dijafragme.

®

@ 3

CD t d=7-14cm

PRESJEK,,y'PROFILA

-3.00 1IEr/iIIII~-H-""""'I-HI_@

33.14. lzrade tankostijene proulfiltraciol1e dijafragllle sa wiJijanjem serije I profila (a), sa Jazama: zabijanje f projila (1), izv/acenje projila (2), injekcioni vod (3), zavrsena dijafragma (4), nepropusno tto (5) i pravac napredovanja (6), te pojedinacno pohijanje I profila (b).

Injekciona srnjesa mora biti penetrabilna, relativno t1eksibilna, otporna i vodonepropusna. Za ove zahtjeve najpogodnija je cementno - glinena smjesa, ali se koristi glinena srnjesa i beton sa finom granulacijom, gdje osnovni dio Cini karneno brasno. U nasoj zcmlji izveden je manji obim ovih lankostijenih dijafragrni (tabela 33.5.-b). Posljednji i najobimniji radovi izvedeni su kod zastite kopa od podzemnih voda na Termoelektrani Gaeko. Primijenjena je igla velicine 600 - 800 mm, sa sirinom 80 120 mm, koja je pobijena kroz kvartar, do maksimalne dubine od 11,5 m. Prirnijenjena je injekciona smjesa od cementa 30%, kamenog brasna 67% i bentonita 3%, u omjeru suha tvar: voda = 1:0,8. Projektovan je utrosak suhe tvari od 160 kg/m 2 dijafragme. Izvedeno je ukupno 3.573 m dijafragme iIi 16.150 m 2 , prosjecne dubine 4,50 111, iz koje je u toku rada izvadcno i ispitano vise uzoraka. Utvrdene su debljine dijafragme od 7 cm - 14 cm, a kod nekih uzoraka ivan ovih granica. 320----------------------------~-en-le-lj-en-y-e--------------------------

Monoaksijalne cvrstoce kretale su se na uzorcirna 5x5x5 ern i valjeima precnika 3,5 em i visine 7,0 cm od 0,9 do 1,2 MPa, a moduli deforrnacija od 60 - 110 MPa. Cvrstoca na zatezanje kretala se od 0,4 do 0,7 MPa, a vodopropusnost od 0,73·10-6 do 1,5 ·10-6 cm/s. 33.1.5.2. Debelostijene dijafragme Pod kontinniranom debelostijenom dijafragmom podrazurnijeva se zid od gline, gline i cementa, betona ili arrniranog betona izveden u dubokom slicu, prethodno iskopanom posebnirn strojevima sa terena, cije se stijenke privrerneno stite od urusavanja glinenirn i bentonitskim suspenzijama. Nakon izvrsenog iskopa ispuna se vrsi betonom iIi glino - betonom, pornocu lijevka (Contractor), koji ima vecu jedinicnu tezinu, pa istiskuje lagahniju suspenziju i tako popunjava forrnirani prostor. U iskopani i suspenzijorn zasticeni usjek moze se uloziti arrnaturni kos, kao i ostavljati eventualni otvori, utori i s1. i izvrsiti betoniranje kontraktorom. Podrucje prirnjene kontinuirane dijafragme je veoma siroko, te se danas ovorn metod om mogu rijesiti veoma slozeni zadaci temeljenja. Njena primjena se stalno prosiruje, a danas je uobicajeno rjesavanjem slijedecih problema u gradevinarstvu i rudarstvu: >- Protufiltracioni ekrani ispod hidrotehnickih objekata; )- Vodonepropusna jezgra u tijelima nasipa; )- Nosivi, iii vodonepropusni ekrani kod zastite gradevinskih jama objekata; )- Nosivi elementi kod dubokih temeljenja; )- Potporne i oblozne konstrukcije i )- Drenaie. U poglavlju 34. i 36. dati su primjeri koristenja dijafragmi, au poglavlju 40. njen proracun. Izrada dijafragme vrsi se u kampadama na preskok, i to prvo neparni, a zatim izmedu njih pami elementi (s1.25.9. i 33.15.). Tijelo dijafragme se u navedene svrhe izvodi od: prirodne gline sa dodatkom prirodnih materijala; mjesavine gline, benton ita , cementa i nekoherentnih dodataka betona, te folije koja se u iskopane sliceve sirine 0,40 do 1,00 m ugraduje podvodno. Dijafragma se izvodi u kampadama, duzine obicno 5,0 do 8,0 m, 8tO ovisi 0 obliku konstrukcije, tehnoloskom procesu ugradnje ispune, vrsti strojeva, sirini dijafragme, brzini iskopa i opterecenja tIa. U svijetu i kod nas izveden je veei obim dijafragmi sa dubinama i do 80,0 m (tabela 33.5.). Posebna painja posvecuje se izradi spojeva izmedu kampada dijafragme. U tom cilju ugraouju se na krajevima neparnih kampada granicne cijevi, koje se nakon odredenog vremena vade, cime se stvara "utor" u ocvrsloj dijafragmi iIi se grajferkom ociste i "udube" krajevi kampada prije izrade parne lamele. Na ovaj Temeljenje

321

Xl Zagati i graaevine od nasutih materijala

33. lednozidni zagati • priboji

nacin beton parnih elemenata potpuno prijanja za vee gotove neparne elemente dijafragme, cime se postize potpuna vodonepropusnost i kontinualnost dijafragme. Ovo je znacajna prednost u odnosu na zavjesu od busenih sipova koja ima vise spojnica, kroz koje moZe doei do filtracije vode. Potrebna ravnoteZa napona u iskopanom rovu odrzava se razlikom hidrostatskog pritiska izmedu podzemne vode i suspenzije, od benton ita i vode iii gIine i benton ita sa vodom. Osim toga, usljed veceg hidrostatskog pritiska suspenzije od podzemne vode dolazi i do stvaranja tanke membrane, odnosno skrame uz zidove iskopa od suspenzije, koja se infiltrira u okolno tlo. Ovim se sprecava gubitak suspenzije, a ujedno i povecava kohezija okolnog tla, koja obezbjeduje veeu stabilnost protiv urusavanja.

Q40- Wm

..

.........•...•.••........

B~na/?bJeka!

Godina zavrletka

.......

Tabela 33 5 Dubirill·· aluvija (m)

:Oebljiu~

dijaffllgTIie

.. ' PovTsina' ekrami dj}lifragme

(m)

(m)

Dubina.

..

'

(,r/)

... :.:

a) Debelosti;elle dijafral?me

Rhinau, Francuska Obra, Indi'a Pierre Benile, Francuska Freistritz, Austriia Bourg les Valence, Francuska Arroio Duro, Brazil Ukai, Indiia Vallabre"ues, Francuska Brana na Sionskogo (Rusija) Premiere Chute, Kanada Mahabad, Iran NE KrSko, Hrvatska VaraZdin, Hrvatska Vara2'.din Salakovac, Bosna i Hercegovina Brana na Tisi. Srbiia b) Tankostijene diiafralJme Bittenbrun, Njemacka Razzaza 2, Irak TE Gacko, Bosna i Hercegovina

1963. 1964. 1964. 1965. 1965. 1966. 1966. 1967. 1969.

20 >100 16

20 60 50

1975.

I I

1978.

32 12 18

1966. 1968. 1982.

20 11,5

JO

I

I .1

40 15 20-30 47 16 35 20 30 17,5-26,4 60 20 12 i 13 32 12 18,5 7 21

0.80 2 x 0,60 0,50·0,60 0,50 0,50 0,40 0,60 0,60 0,60 0,75 1,00 0,50 0,50 0.50 0.60 i O,iW 0,60

10 10 Do 11,5

0,70 (0,30) 0,30 0,07·0,14

6.000 60.000 32.000 10.500 23.400 44.500 4.240 5.500 4.200 8.500 20.000 11.500 4.650 20.000

I I

J

21.150 16.150

Pocetna jedinicna tezina suspenzije iznosi oko Ys = 11 kN / m 3 , ali ona vremenom postaje gU5ea, jer se mijesa sa cesticama iskopanog materijaia, pa je treba povremeno procistiti kako ne bi postala suvise teska. Ovo je posebno potrebno uCiniti prije betoniranja kako bi beton mogao sa sigumoseu potisnuti prema gore suspenziju iz usjeka. Prakticna granica tezine suspenzije kreee se do

.L

t-

@

Ys = 12 kN/m 3

.1·,···c~··'1"-

.

@

® ®

IPRESJEK

="'1

I

p;;)jiJiJW;; ;;;;:;;;; £hSm",Y>/' ,:::~:~,u"n:4TLOCRT XiitLnimM

ir4*·~~£.F:~~~"",v~.~:

S1.33.J5. Faze izrade dijafragme: iskop i betoniranje nepamih (aJ i pamih (b) lamela; pokretni stroj za kopanje (1); belolliranje preko miksera i kontraktora (2); granicne cijevi (3); uvodnica (4).

322

Dijafragme u aluviju

Temeljenje

•

Primjena suspenzije za stabilizaciju usjeka ogranicena je nekim karakteristikama tla, U materijalima velike propusnosti moze doei do gubljenja suspenzije iii do znatnog njenog utroska, sto izaziva veee troskove gradenja. U takvim slucajevima dodaju se razni vlaknasti iIi spuzvasti materijali koji smanjuju propusnost i omogueuju stvaranje nepropusne membrane. Posebnu poteskocu stvaraju samci iIi konglomerat, koji se mora razbijati razbijaCima iIi grajferkom, sto moze dovesti do rastresanja okolnog tla, a ponekad i znatnog gubljenja vremena. U posljednje vrijeme primjenjuju se posebni strojevi za "frezanje" zasijecanje cvrstog tla (vidjeti poglavlje 40). Zagati u vidu betonskih iIi armirano - betonskih dijafragmi pogOdlli su u urbanim i skucenim prostorima, jer se elementi ne zabijaju u tlo. Na ovaj nacin se ne ometa normalan tok zivota u susjednim objektima i ne uticemo nikakvim Temeljenje

323

33. Jednozidni zagati - prihoji

Xl Zagati i graaevine ad nasutih materijala

vibraeijama na njihovu konstrukeiju i stabilnost okolnog tla. Za:o je da~as njiho:va primjena u gradskim podrucjima postala nezamjenjljiva kod lzvodenJa te~eIJa, bilo kao zastitne, a cesee kao nosive konstrukeije kao i u sastavu obJekta. Ugradnjom koseva armature u iskopani usjek - sIie, zagatu se povjerava i preuzimanje momenta savijanja. U posljednje vrijeme se umjesto izlijevanja betona na lieu mjesta ugraduju prethodno izliveni betonski iIi armirano-betonski elementi u iskopani i suspenzijom osigurani uski iskop (Tomlinson i Boorman, 1995).

33.1.6. ANKERISANI ZAGATNI ZIDOVI

e).

Kod kontinuainih zagatnih zidova veeih dubina i sirokih gradevinskib jama koriste se zatege (ankeri - sidra), kojima se zagatni zid ankerise u tlo.u vee?j dubini izvan ravni zida. Ovim sistemolIl dobije se ekonomicnije rjesenje, kOJe obezbjeduje lakse izvodenje radova, jer nema razupora unutar gradevinske jame. U poglavlju 38. prezentirat ee se detaijnije 0 ankerima, a ovdje se obrazlaie njihova primjena kod ankerisanih zagatnih zidova. Postoji vise tipova ankera i nacina njihovog koristenja za ankerovanje zagatnih zidova, kao sto su npr. (s1.33.16.):

®

1) kontinualna, iii diskontinualna, betonska iii armirano - betonska plota iIi greda, ispod nivoa terena (sI.33.16.-a); 2) zatega ukotvljena u ankernu armirano - betonsku gredu, koja je povezana za sipove u zaledu zida (s!.33.16.-b); 3) ankerni sip iii ankerna kontinualna iIi diskontinuallla ploca sa vrhom u ravni terena (sI.33.16.-e); 4) ankerna ploca sa zategom povezana sa armirano - betonskom obalnorI1 konstrukeijom (s1.33.16.-d); 5) kotveni dio izveden injektiranjem zatege u vidu celicnog nosaca, celicne sipke iii snopa visokovrijednib tankib celicnih ziea (s1.33.16.-

Zatege mogu biti obicne (nenapregnute) i prednapregnnte. Za privremene zagatne zidove obicno se koristi jednostavnija izvedba ankerisanja pomoeu celicne sipke mehanicki zabijene sa cjevastom oblogom do potrebne dubine (sI.33.17.). Injektiranjem cementnom smjesom pod pritiskom i postepenim izvlacenjem oblozne kolone formira se nosivi (kotveni) dio ankera.

@

@

@

SI.33.17. Zabijena i injeklirana zatega: zabijanje cijevi (a), uvlaeenje zatege u cijev (b),

injektiranje i izvlaeenje obloine kolone (c), zatezanje zatege uz uzduinu gredu kojom se podupire zagami zid (d), gdje je: nosae NIP (1), op/ata zagatne stijene (2), siljak za zabijanje cijevi (3), eeliena zatega (4), injekciona smjesa (5), ispunjavanje prostora smjesom (6), duiina injektirane kotvene zone pod pritiskom (LJ, duiina zatege (LJ. Sl.33.16. RaZlli lipovi ankerisanja zagatnih zidova - priboja: ankerna kontinualna ploea iii greda (a); mzkana greda (3), preko sistema zategnutih (4) i pritisnUfih (5) sipova (b); ankerni sip, ili a!'1kerna nekontinualna, iii kontinualna ploea (6) koja je u

ravni terefla (c); ankerisana kOflstrukciia obaloUfvrde (d); kotveni dio izvedefl injektiranjem (7), a zatega (8) od celicflih profila, okruglog celika iii od snopa visokovrijednih lfelienih iica (e).

Nakon ocvrseenja injektirane cemelltlle smjese vrSl se pritezanje zavrtnjima, preko uzduzne grede, kojom se ucvrscuje zagatni zid. Za ankere se koriste celicni I nosaci (sI.33.18.-c), celicne sipke (s1.33.18.b), a za savremeno gradenje visokovrijedni celicni kablovi sa okolnom zastitom (sI.33.18.-a, i 33.19.). ----------------------------~T.=e-n-,e~lj~en-y~e--------------------------325

324

Temeljenje

XI Zagati i grailevine ad nasutih materijala

33. lednozidni zagati - pribaji

. . Ovisno 0 vrsti zagata, gIave ankera se oblikuju na razlicite nacine, preko pOjedmacnih iii kontinualnih celicnih, betonskih iii armirano - betonskih oslonaca (sI.33.18.). U svim ovim slucajevima uvodi se jedna iIi dvije (sI.33.18.) injekcione cijevi do dna busotine a kroz njih se vrsi injektiranje kotvene i zastitne zone ankera. Nakon ocvrscenja injekcione smjese vrsi se utezanje presom na glavi ankera, preko ugradenih oslonaca. Zatega prema skici 33.18.-c, bilaje duga 12,0 m i nategnuta je tri dana nakon injektiranja silom od 570 kN.

@

@

@

Na slid 33.19. predocen je anker (zatega) tipa BBRV, predviden za prednaprezanje, a u tabeli 33.6. dati su neki njegovi osnovni podaci. Ovaj tip ankera cesto se kod nas koristi u praksi, a sastoji se od celicnih zica ucvrsccnih u prstenastu glavu na vanjskom i klinastu cahuru na unutrasnjem kraju. Kotveni dio, koji je ogranicen brtvom, injektira se, dok je slobodni dio ankera zasticen nepropusnim ovojem radi zastite od korozije, a obicno se i on zapuni cementnim maIterom. Kadaje cementni malter postigao potrebnu cvrstocu, demontira se vanjski dio cijevi, pricvrsti hidraulicka presa, kojom se zatega nateie sve dok se glava dovoljno neizvuce iz betonskog bloka. Tada na glavu navijemo maticu za fiksiranje i njome je pricvrstimo uz betonski blok. Dr

®

S1.33.1B. Glave razliCitih ankera: prednapregnuti eelieni kablovi na uzduinom eelienom

nosaeu, koji povezuje eelieni zid (a); eelieni anker na betonskoj glavi oslonjen na dijqfragmu (b); I nosae kao anker uCvrscen na uzduini nosae eelienog zagata (c); gcije je: eeliene iice (1), zaStita (2), eelieni zid (3), zavarena stopa (4), poduini nosae (5), podloina ploea (6), zastitna kapa (7), cijev za irljektiranje (8), izlaz smjese (9), betonska stopa (1O), eelieni anker (11), dijafragma (12), I nosae (13).

duiina sidrenja N

Savremena oprema za busenje omogucuje danas izvodenje horizontalnih, vertikalnih iIi nagetih busotina u raznim vrstama tla i u stijenskom masivu u koje se mogu ugraditi obicni iii prednapregnuti ankeri ito na slijedeci naCin: a) izbusi se rupa odgovarajuceg promjera i dubine a ona se zastiti od urusavanja obloznom kolonom po cijeloj dubini i napravi glava ankera od betona armiranog spirainom armaturom; b) u busotinu se ugradi zatega, koja moze biti u vidu celicne sipke, za manje sile, iii od snopa visokovrijednih celicnih zica, ako treba preuzeti vece sile (sL33.l8.-a i 33.19.); c) na kraju kotvenog dijela ugradi se brtva i kroz posebnu cijev vrsi se njegovo injektiranje pod pritiskom uz postepeno izvlacenje oblozne cijevi; d) kada ocvrsne cementni malter, vrsi se utezanje presom postavljenom na betonski blok na glavi ankera, preko kojeg se prenosi sila na tIo, odnosno konstrukciju. 326----------------------~~-----------------------

Temeljenje

slobodno duiino S

SL33.19. Busena zatega tipa BBRV - G2 za ankerisarlje zagatnog zida u tlu: ugradena zatega sa injektiranim ukotvljefljem (a), zavrSena zatega (b), gdje je: injekciona cijev (I), betonska stopa (2), eeliena pod/oga (3), matica (4), glava zatege (5), omot (6), spiralfla armatura (7), brtva (8). Montaine zatege za stijenu i tlo tipa BBRV (Nonveiller, 1981). Tabela336 ' '. Ji.faksirnalna sUa Promjedica ., Promjer bllsotine ... Potrebria duWna usidrenia za: 1:= I 000 S"·,·· :". " 1:=500 :'.,. ' Prornjerg]ave , . Prornjer rnatice.Zl\ pritezanje

2000 7

2450 7-8

66

1100 6-7 86

116

131

2.5 3,3 87 105

3,85 7.65 128 155

5,20 10.40 168 205

5,65 11,30 193 232

360 6-7

(kN)

(mm) (111m) (111)

(kNlm") (kN/nn

(mm) (111m)

Temeljenje

327

33. Jednozidni zagati - priboji Xl Zagati i gratlevine od nasutih materijala

33.1.7. INJEKCIONE ZA VJESE KAO ZAGATl Injekcione zavjese su vjestaeki objekti izvedeni injektiranjem u cilju smanjenja vodopropusnosti tla do zeljene gran ice, kao i radi smanjenja sila uzgona i povecanja stabilnosti tla u bazi objekta, koje s njim treba da Cini jednu cjelinu. One se sastoje iz niza busotina rasporedenih u redovima i odredenom rasporedu u koje se utiskuje injekciona smjesa pod pritiskoIll. Ovisno 0 vrsti tla, polozaju zavjese, vrsti injekcione smjese, broju redova, nagibu busotina i stabilnosti objekta, zavjese se mogu klasificirati na: ~ injekcione zavjese u stjenovitom i nevezanom tlu; ~ dubinske, vezane, Iebdece, boene i obodne injekcione zavjese; ~ cementne, cementno - bentonitske, cementno - glinene, cementno pjeseane iIi ove kombinacije sa raznim dodacima, kao i bitumenske, hemijske iIi kombinovane injekcione zavjese; ~ jednoredne, dvoredne i viseredne injekcione zavjese, iIi njihove kombinacije; . ~ stalne, privremene, pomocne i lokalne injekcione zavjese. Injekcione zavjese u nevezanom tIu (aJuvijalne nasiage sljunka i pijeska) obieno se rade od cementa i gline, sa aktivnim dodacima radi poboljsanja njihovih osobina, kao i primjenom hemijskog injektiranja. Dubinske injekcione zavjese su one zavjese koje su locirane u koritu vodnog toka, u podlozi objekta, iIi u granicama doline iIi korita rijeke. Vezane dubinske injekcione zavjese usijecaju se svojim krajevima u vodonepropusnu zonu i na taj naein se sa njom veiu. Lebdece dubinske injekcione zavjese se ne vezuju sa vodonepropusnim slojevima, na kojima Iezi objekat, ako ih nema iIi se nalaze na vecoj dubini, pa nije racionaino vezati zavjesu za njih. Bocne injekcione zavjese Iociraju se u bokovima objekata, odnosno na padinama doline i u podrucju dubinske zavjese sajedne iii obje strane u obalama. Obodne injekcione zavjese lociraju se po obodu akumulacionog prostora, na propusnim mjestima, u cilju sprecavanja oticanja vode iz akumulacije. Busotine u zavjesi zavisno od nagiba mogu biti vertikalne iIi kose. Kod nas je obavljeno vise injekcionih radova u aluvijumu, a one su uradene uglavnom kao pomocne, ali kao glavne vodozaptivne injekcione zavjese. Jedna od prvih injekcionih zavjesa izvedena je ispod pomocne brane za Hidroelektranu Jajce (sI.33.20.), u aluvijalnom nanosu dubine do 30,0 Ill. Dijelovi zagata optocnog tunela i pomocnih brana na Hidroelektrani Salakovac injektirani su u povrsini od 2300 m 2 cementno - bentonitskim suspenzijama, sa busotinama u jednom redu, u cilju zaptivanja aluvijalnog i terasnog materijala radi izgradnje objekata Hidroelektrane. Razmak busotina

iznosio je 1,25 m i 0,75 m, sa maksimalnom dubinom od 20,0 m. Koristena ~e cementno - bentonitska smjesa (95%:5%) i kod zastite optoenog tunela utrosakJe iznosio 313 kg / m busotine. Xl

o

vn !,

IX I

,

VI

IV I

I

10

\5

20

GUllA


."

25

o1

2 3 4 5 6 7 B 9 tJm PARHI8ROJEVI-NIZVOONI RED; HEPARHI BROJEVI-;ZVOONI RED; RIM SKI BROJEVI-GF KOHTROLtiE SONDE m 30

SI.33.20. Poduini presjek u osovini pomocne brane HE Jajce II sa geolo.fkim podacima i buSotinama za injektiranje.

S1.33.21. Poprecni presjek brane Aswan (Asllan). sa injekcionom zavjesom u 15 redova, gdje je.: uzvodni glineni zastor (I), uzvodni zastor od rijeenog taloga jezgro od gline (3), injekciona zavjesa (4), nizvodni bunari (5), nasip od plJeska (6),. kamen zamuljen pijeskom (7), nasip od kamcna (8) - (Nonveiller, 1981. I

e)'

Adamovie, /980).

----------------------------~~~e-II-1e~ij~en~y~e----------·----------~----329

328

Temeljenje

33. Jednozidni zagati - priboji

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala Osnovni podaci nekih veCih izvedenih zavjesa u aluviju (Adamovic. /980).

!I""~'"

00 tn to ~~-

-~

g'"

~

"" "" '" ~

'" ""

m, cija se debljina smanjivala u pojedinim slojevima aluvija. Razmak izmedu busotina iznosio je 2,5 i 5,0 ill. Injektiranje je izvedeno pomocu sistema cijevi sa manzetnama, koje su prije bile izvedene na branama Serre Poncon (Francuska), Mishon (Kanada), Sylvenstein (Njemacka) i dr. Ovisno 0 propusnosti tIa upotrebljavane su: glinenocementne, glineno - silikatne, bentonitno - silikatne i alumino - silikatne suspenzije.

0> O?

=

33.2. DIMENZIONIRANJE JEDNOZIDNIH ZAGATA Proracun jednozidnog zagata ovisan je 0 njegovom statickom sistemu, mogucnostima i nacinu deformacije zagata, kako je to obrazlozeno i kod aktivnog pritiska tla (poglavlje V), te 0 nivou podzemne vode, vrsti tla i njegovim osobinama. U narednim izlaganjima obrazlozit ce se proracun konzolnih i ankerisanih, odnosno razupretih zagata, grafoanaIitickom i analitickom metodom. 33.2.1. OPTERECENJE ZIDOVA ZAGATA

Na zagatni zid djeluju opcenito slijedece sile koje treba pojedinacno uzeti u analizu opterecenja:

@ q

H

'" '" .,., '" =

g '"

g

U svijetu je izvedeno vise injekcionih zavjesa u aluviju (tabela 33.7.), a jedna od najvecih je ona ispod brane Aswan (Asuan, Egipat), koja lezi na 170 m debelim rijecnim propusnim naslagama sljunka i pijeska (s1.33.21.). Injekciona zavjesa duzine 560 m izvedena je od 15 redova, ukupne debljine ispod jezgra 40,0 330

TemelJenje

o St.33.22. Zagat zabijen u pijesak: ,~ema zona opterecenjc kOIl::.olnog zagata (a), stvarna (h) i pojednostav!jena (e) .~ema opterecenja gdje je. (.. /wvr1i pritisak (1), (2) i (5), pasivni otpor tla (3) i (4), a linija iskopa (6). Temeljenje

331

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

33. Jednozidni zagati - prihoji

1) aktivni pritisak tia iza zagatnog zida;

2) hidrostatski pritisak i lIzgon vode u tlu iza zida; 3) hidrostatski pritisak vode ispred zida zagata; 4) uticaj hidrodinamickih sila; 5) pasivni otpor tla (pasivni pritisak) ispred i iza zida zagata; 6) pritisak zbog vanjskog optereeenja; 7) optereeenja od drugih varUskih sila koje djelllju direktno na zagatni zid. Uzima se da je zagatni zid siobodan iii uklijesten u tlo, 5to ovisi 0 vrsti materijala i konstrukciji zagata. U ovome posljednjem slllcajll pretpostavlja se okretanje priblizno oko tacke 0 u lIkopanom dijelu zagata (sI.33.22.). Iz prikazanih zona vidljivo je podrucje djelovanja aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla, kao i sematska raspodjela stvamog i pojednostavljenog optereeenja (s1.33.22.-b i c), pretpostavljajllei isti nivo podzemne vode iza i ispred zagatnog zida. Kod slobodnog ukopanog zagata rotacija se slobodno obavlja oko njegove baze (s1.33.23.-a). Analizom metode elasticnosti (Terzaghi, 1943) dobijll se slijedeee vrijednosti udaljenosti tacke rotacije (0) ovisno 0 vrijednosti ugla smicanja (cp) i slobodnoj visini (H) (tabela 33.8.): Odslojanje lacke rotacije (0) Tabela" U .. 8 Ugao smicanja

lP(o)

UdaljcIlost tackcrotacijc

20° (D~ DJ

...

.....

O,25·H

25" O,lS·H

30()

35°

O,08·H

O,035·H

Medutim, velicina i raspodjela aktivnog pritiska i pasivnog otpora tIa ovisi o moguenosti i nacinu deformacije zagatne stijene pO visini, sto je dijelom obrazlozeno u poglavlju J 8. Ustanovljeno je da se razlika izmedu lineame i stvame raspodjele pritiska po visini mijenja ovisno 0 nacinu deformacije vise nego njegova velicina za razne pomake i deformacije zagatnog zida. Ovi pomaci i deformacije zagata mogu se rekapituiirati na slijedeee slucajeve: a) pomjeranje zida u vrhu dokje u dnu uklijesten (s1.33.23.-a); b) pomjeranje zida pri dnu, a kruta veza u vrhu preko ankera (sI.33.23.b);

c) pomjeranja izmedu krutih oslonaca u vrhu i dntl zagata (sI.33.23.-c); d) cvrsto razuprt zagat (R) sa moguenoseu deformacije zagata pri dnu (s1.33.23.-0). Pored tipicnih slucajeva raspodjele opterecenja nastalih zbog aktivnog pritiska (PA ) i pasivnog otpora (pJ, prikazanih na slici 33.23., date su na slici 33.24. raspodjele opterecenja i za slucajeve okretanja zida zagata oko pretpostavljene tacke "0" u tIu. Za slucaj krutog zida i elasticne zatege, koja popusta, Iinija sloma tla (s) odgovara Coulombovim (Kulonovim) pretpostavkama sloma tla (sI.33.23.-a i 33.24.-a). Intenzitet aktivnog pritiska i pasivnog otpora tIa raste lineamo sa dubinom tla i ima oblik trougla. Zbog deformacije zagata ispod tacke okretanja pojavljuje se sa desne strane zida, takoder, zona pasivnog otpora tla (s1.33.23.-b i c, te 33.24.-a - Pp2 )' a sa Iijeve dio aktivnog pritiska (PA2 ). Za slucaj pomjeranja zida zagata sarno u donjem kraju i 1I podrllcju iznad cvrste zatege (sI.33.23.-b) raspodjela pritiska i otpora tla nije linearna, vee zakrivljena Iinija. Raspodjela pritiska priblizava se onoj za pasivni otpor, a ispod nje onoj za aktivni pritisak. Kod savitljivog zida zagata rezultanta aktivnog pritiska visa je nego za Iinearnu raspodjelu, a to zahtijeva vecu silu u zatezi (s1.33.24.-b) (NonveiIler, 1981).

®

@

@

O.1S(H+0) O.3S(H+0)

Kp;f.Z 1/2 (H+D -01)

O.5(H+O)

o

'P

0.3 Pal,j.~o.3pa

1.1

Po

U61!!

SI.33.23. Sema optereeenja, dejormacije (d) i povrsine sloma (s) zagatnog zida: pomjeranje u vrhu (a), pomjeranje u dnll (b), deformacije

evrsto razuprt zagat (d).

332

Temefjenje

/1

sredini (c) i pomjeranja za

Ppi

PA2

i linije sloma M ix zida zagata: okretanje oko donjeg kraja (a), savitljiv zid zagata (priboja) izmeau vrha i dna zagata (b).

Sl.33.24. Sematski prikax opterecenJa, dejormacije

----------------------------~~~e-m-el~~e-llj~e--------------------------333

33. Jednozidni zagati - priboji

Xl Zagati i gradevine ad nasutih mater(jala

Iz ovoga rekapitularnog prikaza opterecenja, deformacija i linija sloma vidljivo je da Coulombova teorija raspodjele priblizno odgovara opterecenju zagatnih zidova. Zbog popustanja zatege (Z), savitljivosti zida i popustanja donjeg ukrucenja nastaje raspodje1a opterecenja koja nije linearna. Ipak se usvaja linearna raspodjela, ali se zbog ove aproksimacije koriste razne metode dimenzioniranja, uz koristel~e korekturnih iskustvenih koeficijenata kojima se mnoze sile u zategama i momenti savijanja.

@

@

-:-::--=:;;;c----r lIH: tlt'Ho

lIH

NPV

H.

H+O-Ho

'\..

"-

Aktivni pritisak iza zagata i pasivni otpor tla ispred zagata u praksi se racuna po Rankineovoj teoriji, kojaje objasnjena u tacki 17.2. U cilju podsjecaJ~a na ove teorije predocene su l1a slikama 33.25. i 33.26. neke osnovne postavke opterecenja zagata u koherentnom i nekoherentnom tlu, sa podzemnom vodom iIi bez nje. Kada se iza zagata naIazi podzemna voda, onda se aktivnom pritisku (PA ) dodaje hidrostatski pritisak vode (p"J Tlo ispod nivoa podzemne vode je potopljeno, te se umjesto jedinicne tezine y uzima y'. Ako se podzemna voda nalazi j sa prednje strane zagata, onda se hidrostatski pritisak umanjuje za odgovarajucu visinu (h), sa predl* strane (s1.33.25.-b). U praksi se obicno uzima da je ugao trenja izmedu tla i zida zagata 8 = (1/3 - 2/3';p . Kod uslojenog tla dijagram opterecenja ima skok prema vanjskoj strani ako je ugao smicanja donjeg sloja manji od gomjeg (({J2 < ({Jl) i obratno (s1.33.26.). Cesto se opterecenje zagata ispod kote dna u gradevinskoj jami izrazava razlikom pasivnog otpora (p p) i aktivnog pritiska (p A) tla (s1.33.27.-a), tj.:

P p'= Pp j>~:rwh

S1.33.25. Aktivni

PA

?,' p

PA'=yD~i(45{) +({J0 /2)-tg 2 (45° -({J0 /2)]

@

?,'

A

(33.1.)

@

pasivni pritisak: nepotopljeno tio (a) i potopljeno tlo (b);

=Prp + Pq -

Pc

=(H +D)y. KA +q. KA -2c.JK:;

2

KA =tg {45° -({J/2}

Pp = Prp + Pq + Pc =D·y·K p +q. Kp +2c.,J.K;; Kp =ti(45° +({J/2)

,

@

T

lIH

@ p'

[ + hj

1

H

I_ A,I,

'6

i

Pp PA'

t

Pp=Pp

-PA

I'

p'

A.

0

1 I

Pp -PA

-

h2

t

h3

CD '/1 >'f2,li, !'i', 61>S2 ® 'f'2<'fj,6i,62<&'

@

f- sP?

S1.33.26. Primjeri opterecenja jednozidnog zagata aktivnim i pasivnim pritiskom u dvoslojnom tlu: sa vodom u istim nivoima ispred i iza zagata i ({J2 < ({Jl (a), bez pritiska vode sa CfJ 2 334

'I

Z

> CfJ 1

(b)

Temeljenje

SI.33.27.

A;cti~~i prifisak (PA )

i pasivni otpor tla

'I'

Pp-P,..

_I

(~») na zagar: linijsko smanjenje otpora

tla plitko ukopanog zagata (a), linijsko smanjellje (Jtpora tla sa rOfacijom oko lacke "0" (b), krivolinijsko smanjenje pasivnog otpora tla za duboko ukopani zagat(c). Temeljenje

335

33. Jednozidni zagati - priboji

XI Zagati i gradevine ad nasutih materijala

Kako je potrebno da postoji koeficijenat sigurnosti (Fs) u velicini ukupnog pasivnog otpora tla (pp '), i on se smanjuje na velicinu koja ovisi 0 uslovima ravnoteze, dubini zagata is pod dna gradevinske jame i mogucoj deformaciji - pomjeranju zida zagata. Kada je dubina zagata veca, pa nisu moguca pomjeranja donjeg kraja zida zagata ka unutamjoj strani, vrsi se pravolinijsko (sL33.27.-b) iii krivolinijsko (sL33.27.-c) smanjenje pasivnog otpora tla. Kod pravolinijskog smanjenja uzima se da linija smanjenja odgovara liniji povecanja otpora tla (sU2.27.-b). Kod krivolinijskc raspodjele opterecel1ia uzima se pretpostavka rotacije krutog zida oko jedne ose na dubini ispod dna gradevinske jame (sL32.27.-c). Linija pasivnog otpora tla uzima se obicno u obliku parabole. Uticaj podzemne vode i njezine deniveiacije treba uzeti u analizi opterecenja zagata, ukljucujuci hidrostaticke i bidrodinamicke sHe. Ako razlika u nivoima vode nije velika, racuna se sa uronjcnom tezinom materijala (r') ispod nivoa podzemne vode i doda se razlika hidrostatickog pritiska vode ispred i iza zagatnog zida (s1.33.28.-a).

@

(tlli)

izmedu nivoa

@ --~ H

e

o

SI.33.28. Opterecetlje zagata vodom: hidrostatski natpritisak (a), uticaj hidrostatskog oplcreecnja (b), gdje je: hidroslatski pritisak (1), hidrodinamicki natpritisak (2), ekvipotencijalne linijc (3), strujnc linije (4).

~: «y~; y~ =y'+iu ·yw; y~ =y'-in .yJ (Nonveiller,J981).

Kada su razlike u nivoima vode velike, kao npr. one koje nastaju pumpanjem vode iz sticene gradevinske jame, onda nastaje procjedivanje vode sa viseg ka nizem hidrostatskom pritisku, sto izaziva hidrodinamicke sile. Ove sile skrecu gravitacionu kompollentu iz vertikalnog u kosi poloZaj, sto je objasnjeno u

336

Temeljenje

pogJavlju IV. Na slici 33.28.-b prikazan je rezultirajuci pritisak vode i tla na zagat, kao i uticaj filtracionog pritiska na promjenu velicine aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla. Vidljivo je da hidrodinamicke sile smanjuju napone nastale zbog hidrostatskog pritiska, povecavaju napone uzrokovane aktivnim pritiskom, a smanjuju napone izazvane pasivnim otporom tla. Sa ovim utlCajlma hidrodinamickih sila treba racunati, jer bi se mogla potcijeniti dubina zagata, a momenti ne bi odgovarali stvarnosti. Ovo ponekad moze imati i tragicne posljedice kod izgradnje temelja objekata (Nonveiller, 1981).

33.2.2. KONZOLNI SLOBODNOSTOJECI ZAGATNI ZID Stabilnost konzolnog zagatnog zida ovisi 0 njegovoj dubini zabijanja (D) u tlo ispod temelja gradevinske jame koja je potrebna da sigumo preuzme aktivni pritisak tla i druga opterecenja. Upotreba zagata konzolnog tipa ogranicena je na male visine (H), zbog velikog momenta savijanja, koji raste trecim stepenom sa dubinom. Vodoravno pomjeranje vrha zagata i njegova deformacija su relativno veliki, jer je potrebno da se aktivira veci dio pasivnog otpora tIa ispred zabijenog dijela zagata. Opcenito kod dimenzioniranja konzolnih zagata treba odrediti: 1) dubinu zabijanja (D) zida zagata kojom se za odredene osobine tla osigurava dovoljno bezbjedno vodoravno pomjeranje vrha zagata i sprecava izvlacenje ukopanog dijela zagata; 2) momente savijanja zidova zagata potrebne za dimenzioniranje poprecnog presjeka zidova zagata; 3) stabilnost zbog filtracije vode i proracun kolicine protekle vode u gradevinsku jamu; 4) veliCinu, broj i polozaj ankera i 5) sile u ankerima (zategama) kod ankerisanih zagata. Proracun se provodi grafoanaliticki i analiticki. Krivolinijska raspodjela pritisaka zamjenjuje se obicno pravolinijskom raspodjeJom. 33.2.2.1. Grafoanaliticka metoda proracuna

Najjednostavniji nacin za dimenzioniranje jednozidnih zagata smatra se da je grafoanaliticka metoda, koja se pripisuje Blumu (1930/31). Tehnika proracuna sastoji se u slijedecem (sI.33.29.): a) proracuna se i naerta dijagram aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla (kao i ostalih djelujucih sila) za pretpostavljenu dubinu ukopavanja; b) dijagram sila podijeli se u odreden broj horizontalnih lamela (1, 2, 3, ... ) i proracuna sila za svaku traku koja djeluje u tezistu elementa; Temeljenje

337

XI Zagati i graaevine od nasutih materijala

33. Jednozidni zagati - priboji

c) nacrta se dijagram sila u odredenoj razmjeri; d) izabere se pol (0) i povlace paralelno poine linije (0,1, 2, 3, ... ) u poligonu sila, cime se dobije dijagram momenata. e) produzenjem zakljucnih linija (s) dobije se tacka (R) koja odreduje dubinu (D) ukopavanja zagata koja se u praksi povecava za 20%, tj.: D = Do + !:ill == 1,20Do . (33.2.) Moment savijanja u bilo kojoj tacki dobije se direktnim citanjem duiine u dijagramu momenata mnozeci sa x· Y' z , gdje je x - vertikalna razmjera lamela zagata; y - razmjera sila i z, razmak pola (0). Maksimalni moment bit ce: Mmax=TJ·Ymax. (33.3.)

33.2.2.2. Analiticki metod proracuna Pretpostavimo konzolni zagatni zid zabijen u pjescanom materijalu nepoznate dubine D (sI.33.30.). Vee poznatim metodama proracuna se raspodjela aktivnog pritiska na straznju, i pasivnog otpora tla na prednju plohu zida (s1.33.30.a). Na zabijeni dio stijene zagata djeluje razlika aktivnog i pasivnog otpora tla, S tim daje na dubini D J rezultirajuei pritisakjednak nuli.

r ~ r

" t-~--

@)

A,~

.

"

~ ~ ~.:.

'f e=O

t' If

e=O

z

I @ H'

MJERllO: DUZINA

silo 1em =1(kN / m2 ) pollcm= z(m)

Ps S1.33.30. Konzolni jednozidni zagat zabijen u pijesak: dijagram pritiska (a), momentni dijagram (b).

I~·-----------~~-------~ 33.29. Grafoanaliticki naCin proracuna neankerisanog zagata: sema opterecenja (a i b) momentni dijagram (c), poligon sila (d).

Vrijednost W

p' p

2Y·(DoK p -HjKA ) Temeljenje

Postupak dobivanja dijagrama pritiska tla na konzolni zagat zabijenom u pijesakje slijedeCi: Proracun aktivnog pritiska, na dubinama HI i H 2: 2 (33.5.) IPA =y·H ·K =y ·HI .tg {45° -QJ/2) I

•

(33.4.)

A

= (y. HI +y'-H 2 )· KA = (y. HI +y'.H z )·tg 2 (45" -QJ/2)

(33.6.) Za slucaj istog nivoa podzemne vode, kao !ito je dato na slici 33.30., izostaje hidrostatski pritisak vode na zid. Opcenito se aktivni pritisak na dubini z moze definisati u obliku: ZPA

dobije se iz obrasca: !:ill =

338

I'

1:x

----------------------------~~~e"-le~lj~e-,lj~e-------------------------339

XI Zagati i gratlevine od nasutih materijala

33. lednozidni zagati - priboji

zPA=/y·H1 +r'-H 2 +y'(z-H)].KA· Pasivni otpor tla na dubini

(33.7.)

z bit ce:

zPp ==Y'(z-H).K p ==r'(z-H)~g2(45°+CPo/2)],

(33.8.)

te se kombinacijom ove posIjednje dvije jednadzbe dobije neto bocni pritisak: z P=zPA -zP p == (r' H j +y'-H z )' KA -y'(z - HXKp - K A)= - '( -HXK K \ (33.9.)

-2P A

°

te je za z P

Y z

p -

udaljenost:

Kombinovanjem jednadzbi 33.11., 33.13.,33.16. i 33.17., dobije se opci oblikjednadzbe cetvrtog stepena za udaljenost D2 u obliku:

\Di +A·D~ -B·D;-CDz -Do =0,\

A"

,------------------,

gdje je: (33.10.)

Iz ove jednadzbe proizlazi nagib prave

)(K KA~" p _

P5 . B == 8 PA • } Y'(K p - K)' ~ Y'(K P - K)' A (33.19.) C==6PJ2z j ·Y(K p -KA)+Psl D ==pJ6Zj ·P5+ 4 PJ y,2(K p -KA? ' 0 y,2(K p -K A)2' Dobivena teoretska dubina zabijanja D == Dl + D2 povecava se za oko 20 A ==

te je pritisak na

dnu:

3Pp=D2 ·(K p -KJr'.

(33.11.)

Na dnu zagata [z == (H + D)] pasivni pritisak, Pp, djeluje sa desne prema lijevoj, a aktivni PA ' sa lijeve prema desnoj strani zagata, te je:

Pp =(~'Hl +y'-H 2 +Y'D)Kp,} PA y·D·K A·

_ Kp Kp(projekt.) -

Pp - PA==4PP ==(y. HI +y'-Hz)K p +y'D(K p - KJ} P5 +y'D2 (Kp - KA)' (33.13.)

gdje je: =

30 % (B raj a, 1995), odnosno 20 - 40% (Nonveiller, 1981), cime se dobije faktor sigurnosti izmedu F, = 1,5 i 2,0. Alternativno se moze uzeti da se koeficijent pasivnog otpora tla podijeli sa faktorom sigurnosti, tj.:

(33.12.)

Neto pritisak pri dnu bit ce:

P5

s

PA == 1 Z22(K p - K A'}, 2

Za stabilnost zida u osnovi se primjenjuju staticki uslovi ravnoteze:

° °

-F

LMH =0,

Kp

1, Z22(K p PA - -Y 2

1

z

PA-4 Pp+SPp =0, ili:

gdje je PA

-

Odavde ce izraz za maksimalni moment

1

PA - -;j3p pD2 +"2D3(3PP+4PP)== 0,

-

K A)== 0;

iIi (33.14.)

na jedinicu duzine zida. Iz ovog proizlazi:

LH

(33.20.)

( ) 1,5-2,0

Maksimalni moment (M max) na duzini metar zida bit ce izmedu tacaka E i F' (F"), a dobije se na mjestu gdje je smicuca sila (S) jednaka nuli. Za novu osu Z2 (od tacke E), (s1.33.30.-a) smicuca silaje:

(Y·H j +y'-H 2 )Kp +y'Dj(K p - KA}

LH

(33.18.)

(33.15.)

(33.21.)

y.'K'

(M max) (s1.33.30.-b) biti:

M trulX = PA(ZI + Z2)-[±Y'

povrsina dijagrama ACDE.

=[ 2P JYz. A

2

z~(Kp - KA)J~'

Z2'

(33.22.)

Potreban presjek za atno zida (s) na duzini metar bit ce:

LMH==O

Mmax

s==---

(33.23.)

(J dop

(33.16.) gdje je: (Jdop -

340--------------------~~~------------------­

Temeljenje

dopusteni napon savijanja za odredeni materijal zagatnog zida. Temeljenje

341

33. 1ednozidni <.agati - priboji

XI Zagati i graaevine ad nasutih materijala

Ovaj analiticki proracun zagatnog zida dat je za odredenu vrstu optereeenja. Ukoliko postoji hidrostaticki pritisak i uzgon, njih treba uvesti u proracun. Ako je t10 koherentno, potrebno je uzeti aktivni i pasivni pritisak po vee poznatim metodama i provesti proraeun na slieno opisan naCin (NonveilIer, 1981).

za dubinu ukopavanja (D), maksimalni moment savijanja

(M max)

odstojanje Z2' mogu se napisati u obliku (Braja, 1995):

D' -[(K'

~~,)r JD' -[(K:2i'K~)r JD-[(K, ~~,)r J=0 . (33.24.) 2

D3 = (Kp - K A )D - 2P 2D(Kp -KA)y

33.2.3. KONZOLNI ZAGATNI ZID SA DJELOVANJEM HORlZONTALNE SILE

M max

Grafoanalitieki i analitieki nacin proracuna analogan Je prethodnom slueaju sa optereeenjem aktivnim i pasivnim pritiskom.

Z2 =

33.2.3.1. Grafoanaliticka metoda proracuna

®

A_---p

@

T H

[

=

P(H + Z2)

2P (K p - K A)Y

~ p-----..

RAZMJERA'

(33.25.)

r'z~(Kp-KJ

t

(33.26.)

6 (33.27.)

1

A

DuilNA l:n' Silo lcm:: x(kN/m2 ) duzino 'It =y (m)

1 /Mmax =11.·Ymax

i njegovo

I

H

B

oJ

SI.33.31. Grafoanaliticki proraeun slobodno stojeceg elasticnog zagata pri djelovanju horizontalne sile (P): sema opterecenja (a), dijagram momenata (b), dijagram sila (c).

Na slici 33.31. dat je uproseeni grafoanaliticki nacin proracuna slobodno stojeceg zagata, opterecenog horizontalnom silom, sa semom optereeenja (pasivnog otpora tla) i dijagramom momenata. Dubina i maksimalni moment odreduje se u svemu kao u prethodnom sIucaju, kao i procjena povecanja sigumosne dubine (W). 33.2.3.2. Analiticka metoda proracuna

Za konzoIni zagat zabijen u nekoherentno tlo analiticki proracun, prema slici 33.32., provodi se analogno proracunu datom u tacki 33.2.2.2. Konacni izrazi 342-----------------------=--~~---------------------

Temeljenje

A~ G

o

Z2

~---lf......:L.-

__ _

E

Z2 0

f

t

- - - --

Mmax

c::O

SI.33.32. Siobodni konzolni zagat zabijen u sloj pijeska, opterecen horizontalnom silom: sema opterecenja (a), .~ema dijagrama momenata (b).

33.2.4. KONZOLNI ZAGATNI ZlD ZABlJEN U SLOJ GLiNE

Konzolni jednozidni zagat koji je ukotvljen u glinoviti sloj sa nedreniranom kohezijom c (cp = 0), ima dijagram pritiska drugaCijeg oblika od slucaja opisanih u tackama 33.2.2. i 33.2.3. (sI.33.33.). . . Na bilo kojoj dubini z ispod visine H i ispod tacke rotacije (G) aktlvlll pritisak (p A) sa desne prema lijevoj strani moze se definisati kako slijedi; ----------------------------~~~el-11-elj~·e-~~e-------------------------343

XI Zagati i graaevine ad nasutih materijala

33. lednazidni zagati pribaji

DPA == fr· HI +y'Hz +y'(z- H)]KA -2e.jK;. (33.28.) Slicno je i za pasivni pritisak (LPI') sa lijeve na desnu stranu ion se moze izraziti kao: (33.29.) te je neto pritisak:

P3==LPI'-DPA ==fr'(z-H)+2e]-frHj +y'Hz +y'(z-H)]+2e, P3 =4e-(YH j +Y'H2~

Maksimalni moment savijanja bit ce izmedu H < z < H + Dj , te ako se pomocni koordinatni sistem usvoji u nivou dna gradevinske jame (zz == 0), dobit ce se za smicucu situ (S) jednaku nuli: 1 PA - P3 . Zz = 0, iIi:

IZ2 == IPA .1

(33.30.)

(33.38.)

P3

Maksimalni moment moze se dobiti iz

jerje KA i KI' =1, Na dnu zagata pasivni otpor tia zdesna nalijevo je: DPI' = (y. HI +y'H2 +y'·D)+2e, a aktivni pritisak slijeva nadesno je:

(33.39.) (33.31.)

LPA =y'D 2e,

(33.32.)

te je neto pritisak:

P4=DPp-LPA =4e+(y·Hj +y'H 2 } (33.33.) Iz uslova da je ~H = 0 dobije se, preko povrsina dijagrama pritisaka (odnosno sila PAi Pp), izraz:

't.

z

Of

c=o =-PIJESAK 'G"

H

'f c=o

odnosno:

E

gdje je 1 PA povrsina dijagrama pritiska ABCD, dok drugi izraz predstavlja povrsinu pritiska BEll, a treci povrsinu HFl (s1.33.33.). 1z prethodnog izraza dobije se udaljenost:

D[4e-(yHj +y'H 2)hpA

D2

(33.35.)

4c

Uzimajuci ~Ml = 0, dobije se:

l

J

D2 1 z8c _D2 =0. jPA(D+z )-[4c-(yH j +y'HJ]-+-D (33.36.) 2 2 3 Kombinacijom jednadzbi 33.35. i 33.36. dobije se jednadzba u obliku: j

D2[4

(11

c- y,

1

+y

),1 2

'H 2

JPACPA +12cz 1 ) ~- D'lPA (yH j +y'H )+2c z

O.

(33.37.)

Iz ove jednadzbe dobije se veliCina ukopavanja zagata (D), koja se povecava za oko 40 - 60% (Braja, 1995). 3~--------------------~~~------------------Temeljenje

SL33.33. Konzolni zagat zabijen u sloj gline.

33.2.5. NEKI SPECIFICNI SLUCAJEVI OPTERECENJA Na slici 33.34. dati su neki slucajevi opterecenja jednozidnih zagata ukopanih u koherentni materijal. Analiticki proracun moze se provesti kao u prethodnim slucajevima i iznaci dubina ukopavanja (D), mjesto i velicina maksimalnog momenta na savijanje radi proracuna presjeka zagata. Za navedene slucajeve daju se konacni izrazi, za slucajeve a, b i c (s1.33.34.): Temeljenje

345

33. lednozidni zagati - priboji

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

D _ 4cD-P 2 4c

1) Teoretska dubina zabijanja (D): (33.40.)

c) ID,4+AD,3+BD,2_CD'-E = 0,

I

(33.44.)

B= 8PA

A = PH+A

y. K' '

(33.41.)

(33.43.)

K'

y. K"

=

K

K P -

A

C= ( 6PAy (2a.H 'Y'K'+PH+J, y·K' 2

E= 6PA ·a·H· PH+A +4PA

(Y'K'Y

a·H =h+A.

2) Maksirnalni moment savijanja zagatnog zida: 2

a) Mmax=IPA(ZI +Z2)- P2 'Z2

2

P

1

2

-yH KA

-.LA - ~.2,--_ _

Z2 -

P2

(33.45.)

--

(33.46.)

4c-yH

4c·z; b) M max = P(H +Z2 ) - 2-' P

(33.47.) (33.48.)

Z2=-' 4c

(33.49.) (33.50.)

33.2.6. ANKERISANI ZAGATNI ZIDOVI

I· SI.33.34. Konzolne zagatne stijene: ukopane u glineni sloj i opterecene tlom (a), horizontalnom silom (b), (Braja, /995) i u opcenito koherentnom tlu (c), sa momentom savijanja (d), (Nonveiller, 1981).

(33.42.)

346

Temeljellje

Kada je dubina gradevinske jame velika, bila bi konzola zagatne stijene previse skupa zbog vel ike dubine zabijanja u tlo i velikog momenta savijanja. Zato se zagatne stijene vece visine rade sajednom iIi vise zatega ukotvljenih u tlo izvan zone djelovanja aktivnog pritiska. Ovakve zagate nazivamo ankerisani (sidrcni ) zagati. Cijena njihovog izvodenja je niZa od neankerisanih zagata zbog manje dubine zabijanja (D), reduciranog poprecnog presjeka (s) manje tetine (W) i lakseg zabijanja. Ankerisane stijene mogu se ponasati dvojako: slobodno oslonjeni i (iO uklijesteni u tio, u donjem dijelu zagata. Ako je dubina 7abijanja mala, uzirna se Temeljenje

347

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

33. lednozidni zagati - priboji

da je zid zagata slobodno oslonjen (s1.33.35.-a), a kod vecih dubina zabijanja njegov donji kraj je prakticki uklijesten (sI.33.35.-b).

@

PI H

/

@

(w). Prema ruskim normama dati su ovi popravni koeficijenti (k i k') u zavisnosti (
od ugla smicanja

Redukcioni koeflcijenti k i k' (Dolarevic. 1987).

z

Tabela 33 9 ({J"

I

I

I

H

-,I

k k'

I d

d

I

-"--I

.'

15

20

25

30

35

1,50 0,64

1,75 0,55

2,00 0,47

2,00 0,41

.'.

1,25 0,75

10 ....... 2,00 0,35

I

VeliCina dodatnog produbljenja

(!1D)

bit ce, uz popravni koeficijent (k'):

\ 0 0

1

\"\.

(33.51.) J

Sl.33.35. Prirodna promjena deformacija (d) i momenata (M), kod slobodno zabijenog (aJ i uklijdtenog zagatnog zida (b).

a maksimalni racunski mom_,::::..:e.::n.::t:'--_ __

1M max =1]' Yl·1 (33.52.) Zbog deformabilnosti zagata i ovaj racunski moment treba redukovati, sto ce se objasniti na kraju ove tacke.

33.2.6.1. GrafoanalWcka metodaproracuna

Na slici 33.36. data je grafoanaliticka metoda proraeuna ankerisanog zagata zabijenog u tIo na dubinu D. Zakljucna linija Sj, povucena tako da tangira donji dio veriznog poligona u tacki R, odreduje dubinu (D1 ) slobodnostojeceg zagata. Na dijagramu sila ova zakljucna linija (QR) odsijeca silu u zatezi ZI' Ova sila u zatezi se u praksi povecava za oko 10%. Za odredivanje dubine zabijanja uklijestenog zagata povuee se zakljucna linija QP(sz), tako da velicina Yl bude 1,10 - 1,20 duzine Y2 (sI.33.36.). Horizontalna projekcija tacke P odreduje dubinu zagata (D). Ova velie ina povecava se do 15%, radi deformabilnosti zagatnog zida. Linija povucena paralelno sa zakljucnom linijom QP (sJ odsijeca u poligonu sila u zatezi Z2' za uklijesten zagat. Kod proracuna aktivnog pritiska (PA ) uzima se da je ugao trenja izmedu zida i tla jednak nuli. Medutim, kod pasivnog otpora tla sa uglom trenja

25" , pretpostavlja se da je koeficijent pasivnog otpora tla (K p), dobiven po Rankineovoj teoriji, znatno yeti. Zbog ovoga neki autori uvode korekcioni faktor k, kojim se mnozi vrijednost K p , kao i k' za korekcioni proracun dodatne dubine 348

Temeljenje

@

@ I

--r

..;

'3

I

HI

"2 ~~+-'-~~~~~~~70----~G -

.

1(:"

J

~

f2\

/-+---~

/~~____~~

/

ZAKLJUC-NA lINI JA ZA NEUKLJESTEN ZAGAT--./

!

II ! !

i

_. _ _._._.L v,=it1- t21V2

0.

-~RAZMJERA \:n 1cm=xkN/m 2 tt= x em

S1.33.36. Grafoanaliticka metoda proracuna zagatne stijene: dijagram opterecenja (a), verizni poligon (b), poligon sila (c). Temeljenje

349

XI Zagati i graaevine od nasutih rnaterijala

33. Jednozidni zagati - prihoji

PA-~

33.2.6.2. Analiticki proracun slobodnostojeceg ankerisanog zagata Na slici 33.37.-a dat je primjer ankerisanog slobodnostojeceg zida zagata na odstojanju ~ od povrsine terena, 5to je zabijen u pje5cano - nekoherentno tlo, ana slici 33.37.-b u koherentno tlo. Dijagrami raspodjeJe pritisaka iznad Iinije ukopavanja slicni su dijagramima prije predocenim na slikama 33.30. i 33.34.-c. Za slucaj ankerisanog zagata zabijenog u pje5cano tlo (sI.33.37.-a) velicina pritiska iznad linije ukopavanja dobije se na prije opisan nacin, tj.: Z=HlojPA=y·HjKA; iza Z=H'2PA=(y·H1+y'·HJKA. Za z=H+Dj neto aktivni pritisakjednakje nuli. Velicina Dj bit ee kao i prije (jedn.33.l 0.):

®

3Pp·D2 -Z=0 iIi

Zd:PA -~(Y'K'D2}

(33.55.)

(33.56.)

gdje je PA - sila aktivnog pritiska na m I zida, odnosno povrsina dijagrama pritiska ACDE. Iz M 0' = 0 proizlazi jednadzba u obliku:

L ~Y'K'Di( hz +H2 +D +jD2 )-PA(h2+H2 +Dl -zJ=O J

odakle je dubina Dr=2

c:...:_ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _. . , -_ _ _ _ _- - - , -

3PA (hz + H 2 + DI - Zl) (33.57.) 2 y'·K' lz jednadzbe treeeg stepena izracuna se dubina D2, a ukupna teoretska dubina bit ce: Dteor. = DI + D2 ' a stvarna za 30% - 40% veca: 3 3 2(1. ) D2 +-D2 "2 +H2 +DJ

D st

== (1,3-1,4 )D,eor.

Koeficijent sigurnosti moze biti primijenjen u pocetku na Kp

(33.58.)

(K;1,}

kako je to j prije opisano. U ovome slucaju nije potrebno povecavati teoretsku dubinu. Teoretski maksimalni moment bit ee na dubini izmedu, Z = H J Z = H (s1.33.37.-b) ito na mjestu gdje je smicuea sila S = 0, tj.:

.!. IPA ·H J-Z+IPA . (z-HJ+.!.KAY'·(z-H1Y =0. 2 2 ' S1.33.37. Serna opterecenja slobodnostojeceg ankerisanog zida zagata: u nekoherentnom (a) i koherentnom (b) flu, sa momentom savijanja (c) (Braja, 1995, Nonveiller, 1981 ).

(33.53.) Pri

z = H +D

neto pasivni otpor bit ee: 3PP =y'(Kp -KA)D2 =y'K'D2'

1z uslova ravnoteze

L H i LM

LH=O: PA

350

-

Z - Pp =

0'

(33.54.)

= 0 dobit ee se sila (2) u zatezi, te je iz

°,

iii

Terneljenje

(33.59.)

odakle je udaljenost maksimalno momenta: Z +0,5H] (KAY'-lPA) z= . (33.60.) IPA +0,5K4 y' IznalaZenjem udaljenosti maksimalnog momenta (z) lahko je naci maksimalni moment (Mmnx). Na slici 33.37.-b i c sematski je prikazana raspodjela optereeenja i moment savijanja za slobodnostojeci ankerisani zagat zabijen u koherentni materijaL Aktivni pritisak iza zagata i pasivni otpor tla ispred zagata racunaju se po vee poznatim metodama. Dubina A, u kojoj se aktivni pritisak iza zagata izjednacuje sa pasivnim otporom tla ispred zagata racuna se prema jednadzbi:

PAH +A·y'·K A =2c..JK: +y'·A-Kp, 5to daje: Terneljenje

351

Xl Zagati i gradevine od nasutih materijala

33. Jednozidni zagati - prihoji

2c.,{K; ;::: 0 (K'= Kp - KA ) (33.6L) y'·K' Uz slobodni donji dio zagatnog zida dobit ce se, prema oznakama na slici 33.37.-b, iz ravnoteze momenata M z == 0, dubina zabijanja (D): PAH -

A=

L

y Za

t

P, ~ 1',( H, + A+ D} , ,j c=o.

~>

(33.62.)

mjerodavan za dimenzioniranje zagata. Na bazi dobivene velicine reakcije R; i sa proracunatim opterecenjem donjeg dijela dobit ce se, iz ravnoteze horizontalnih sila i ravnoteze momenata donjeg dijela oko tacke I, nepoznata reakcija Rh i

(Fs

== 2,0) unosi tako da se smanji koeficijent pasivnog otpora tla

®

-~D'2.Y'.K'( Hz + A+%D'}=O,

na osnovu cega se dobiva kru_b'-.n.c. :ac..·L.;;e-=d.....l1__a___ dz=.vb:.. :a"":_ _ _ _ _ _ _ _ _--,

D.3-y'-K'+D'2±·Y'.K'(~z + A)- y. PA o.

izmedu tacaka A i I, izracuna se reakcija R;. Zatim se graficki iIi analiticki proracuna, za taj gornji dio, linija momenata i maksimalni moment (M max)

dubina D2 + D3 • Ova dubina poveeava se za 20%, iIi se koeficijent sigumosti

=-D ·y·K, 2

te iz uslova ravnoteze proizlazi: y. PA

LH =0, u gomjem dijelu grede

infleksione tacke (D}). Na osnovu ravnoteZe sila

(33.63.)

Ukupna dubina zabijanja bit ce: D = D'+A. Polazeci iz uslova == 0, dobije se sila u zatezi:

LH

Z== PA -Pp • (33.64.) Ovako izracunata velicina povecava se radi dovoljne sigurnosti sila u

-----~~Hlr~'

oblik ' deformaci,_ . _ - - \ One linije HZ!

(K pi F,).

® Z

I

H

-

---~[ -~-:::~~lr~~=:

zatezi za 20% - 40%. Alternativno, moze se racunati sa odnosom sf K p = K;;;'s . B

IznalaZenjem mjesta gdje je transverzalna sila jednaka nuli (S = 0), dobije se mjesto maksimalnog momenta, koji se proracuna na vee poznati nacin.

G

---'--

@)

@ A

0·1-''<--.... F

0.3

33.2.6.3. Proracun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u pijesak Kada je zid zagata zabijen dublje u tlo, uzima se da je u donjem kraju uklijesten. Zadatak je staticki neodreden, pa ima vise pojednostavljenih postupaka za iznalaZenje dubine ukopavanja i momenta savijanja. Jedna od metoda koja se cesto koristi je tzv. rjesenje zamjenjujuce (ekvivalentne) grede, koju je Blum (1931) pojednostavio za izracunavanje dubine zabijanja uklijestenog zida zagata (D3)· Ustanovio je da je dubina tacke infleksije linije deformacija (D 1) ovisna 0 uglu smicanja (
Temeljenje

0.2

~

\

1 __ ~~__ _ 01

1

I '--;:r""'--R,'

T .1'2

I rP-=:27""'~- Ri

F~~ ~

-+Q1

P\A 1" I ~ I I

0

20

25

30

"

'"

35

40

UGAO SMICANJA'f'

S/.33.38. UklijeSten zid zagata u pijesku: sema opterecenja (aJ. dijagram momenata (bJ.

definisanje dubine D3 (c). ovisnost ugla smicanja

DJI H

(Braja.

----------------------------~T.~em--elj~·e-~7e-------------------------353

Xl Zagati i gradevine ad nasutih materijala

33. lednozidni zagati - priboji

Iz ovoga slijedi da bi proces proracuna bio slijedeci: a) proracuna se Ka i Kp;

slaganja jinije koja zatvara dijagram deformacija u tacki ukljestenja (a) i tacki ankerisanja (z). Ovako dobivena dubina povecava se za 20%, tj. D = 1,2D!.

b) proracuna se PI i Pz, prema prije datim izrazima; c) definise se D2 (jednadzba 33.18.) i DJ (jednadzba 33.1 0.) (sI.33.38.-<1); d) proracuna P2" ::;: P2 (D2 - DJ (s1.33.3S.-c); Dz e) nacrta se raspored pritisaka iznad tacke I; f) proracuna moment savijanja oko tacke 0' i proracuna Ri ; g) poznavajuci Ri , proracuna se raspodjela pritisaka izmedu tacaka I i H; h) iz momenta savijanja oko tacke H proracuna se D 3 ; i) proracuna se dubina zabijanja D = (1,2-1,4XDz + D3)' Drugi nacin proracuna koji preporucuje Nonveiller (1981) svodi se na slijedece (s1.33.39.):

33.2.6.4. Proracun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u glinu

U tackama 33.2.4. i 33.2.5. dati su slucajevi zabijenih zagatnih zidova u sloj gline, gdje se racuna sarno sa kohezijom c (cp::;: 0). UzimajuCi Kp = KA = 1, dati su konacni izrazi za uklijestene, ali neankerisane zagatne zidove u glinovitom sIoju. Na slici 33.40. dat je siobodnostojeci ankerisani zagatni zid u sIoju gline (cp =0). Dijagram raspodjele aktivnog pritiska iznad linije ukopavanja slican je prije opisivanim slucajevima. Prema jednadzbi 33.30. neto pasivni otpor tla na dubini D je (s1.33.40.-a): P3=APP - PA =4c-(yH j +y'H2 )· Iz uslova H = 0 dobije se sila (Z) u zatezi:

L

(33.65.) 2c f5\ +-+\.:!)

@

A

S1.33.39. Uklijefteni zagatni zid, gdje je: dijagram sila (a), dijagram momenata (b) i dijagram deformacija (c) zagata (Nonveiller, 1981).

Odabere se dubina zabijanja D!, izracuna raspodjela aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla kako je to prije opisano. Za pretpostavljenu dubinu DJ izracuna se reakcija Ra , iz ravnoteze momenata oko tacke z (L M z ::;: 0), a silu u zatezi Z iz ravnoteze horizontalnih sila

(2.H =0),

prema slici 33.39. Na osnovu ovih

velicina izracuna se raspodjela momenata M z' najjednostavnije grafickom metodom (s1.33.39.-b). Zatim se optereti zagatna stijena momentnim dijagramom i grafickim postupkom nacrta linUa deformacija. Linija koja zatvara poligon linije deformacija (savijanja) mora proci kroz tacke a i z (s1.33.39.-c). Ako ovo nije slucaj, po stupak se ponavlja sa novom dubinom Db i tako sve do potrebnog 354

Temeljenje

(C,'f=O

0

Pp

0

1F

c P3

IF

c

~4C-H6~

B

SI.33.40. Ankerisani zagatlli zid u sloju gline

(cp = 0)

to za: nekoherentno (a)

koherentno tlo (b) iznad linije iskopa. ----------------------~--~~-------------------355

Temeljenje

33. lednozidni zagati - priboji XI Zagati i grailevine od nasutih materijala

Iz uslova

L Mo' = ° proizlazi: PA(H -hI -

z])- P3' D( hz +H z + ~)= 0,

iz cega proizlazijednadzba za dubinu zabijanja D:

+2P3' D(H -h1 )-2PA (H -~ -z] )=0·1 (33.66.) Maksimalni moment u ovome slucaju nalazi se na dubini H] < z < H . Na mjestu maksimalnog momenta transverzalna sila jednaka je nuli, a ta dubina dobije se premajednadzbi 33.59. i 33.60. Na slid 33.40.-b dat je dijagram aktivnog pritiska (PA ) u koherentnom tlu,

Ip3 ·D

2

iznad dna gradevinske jame i dijagram pasivnog otpora tla (pp) ispod linije iskopa, za slobodno stojeCi ankerisani zagatni zid. Ovdje je pasivni otpor tla (Nonveiller, 1981): (33.67.) Pp = D(4e- H O'v} Ako u prijasnji izraz Gednadzba 33.62.) dobiven iz

y'PA

=(

(33.69.)

rat.Mmax =kl{l ·M max '

LM z = 0:

Hz +A+jD')Pp, izvedemo:

gdjeje: kl{l - popravni koeficijent ovisan 0 odnosu

Ih

h :::: O,5d - za drveni i h = Vi za metaini zagat; d - debijina drvene talpe (em); 4

J- moment inercije (em ); 1- vertikalno odstojanje izmedu tacaka Q i H (sI.33.36.);
(33.70.) Ii Rowe (1952) sugerise drugi metod za redukciju ,maksimalnog momenta kod slobodnostojeceg ankerisanog zagata. Ako oznaCimo sa H' ukupnu dubinu zagata (H + D"t) i dubinu
-!;i=;:.!l_ __

~devin,ke jrone '" a· H' ~O::~:l~l:"'f:;rilno" ridx

PA ' y=(Hz + Dj2)Pp, i uvrstimo jedn. 33.67., dobit ce se: PA • y-H z ·D(4e- HO'y )-~D2(4C-HO'Y )=0. (33.68.) Treba imati na umu daje moguce u visini vlacnih napona, u zoni pukotina, djelovanje hidrostatskog pritiska, sto treba uzeti u obzir kod analize opterecenja. Alternativno se moze uzeti velicina aktivnog pritiska sa koeficijentom KA = 20° -30".

(s1.33.41.-b);

(33.71.)

@

@ 1.0

E

z

0.9

~

'I

o.a

;; 0.7 .~

;g

..

0

0.6

~ 0.5 0.4

33.2.6.5. Redukeije momenata savijanja kod ankerisanih zagatnih zidova Velie ina i mjesto maksimalnog momenta savijanja dobivena prema metodi elasticnih tezina ima prividno znacenje, jer ovisno 0 savitljivosti zagatnog zida dolazi do preraspodjele pritiska i smanjenja maksimalnog momenta savijanja. Opcenito dolazi do smanjenja pritiska u slobodnim zonama, a do povecanja u ankerisanoj zoni (sI.33.41.-a). Zbog ovoga se uvodi racunski moment savijanja M max), koji se dobijeprema izrazu:

G

B

SI.33.41. Redukcija maksimalnog momenta: preraspodjela pritisaka kod ankeris.ano g slobodnostojeceg zagata (a) i dijagram za odredivanje popravnog koejicljenta

kl{l oviS1l0 0 odnosu

'It

(b), (Do!arevic, 1987).

Cae.

356

----------------------------~~~en=1~elj~e=~~e~-----------------------357

Temeljenje

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

33. lednozidni zagati . priboji

33.2.6.6. Poloiaj i dimenzioniranje zone ankerisanja 0.8'''''--+-_~

__-I-__~

@

0.61--_-f~::_--~""-....:...:..:+.:JHT"

~

® d

NV

HI

I).

-;;;:- H2-!1----!-:==_ H

Mmax

r----t---+-....:::::::""'-d.:::::::"..........,,::---J

0.4

___ i

nesigurna zona

0.2

o

r----t---+----I----J

o

k ruti zidovi

aktivnp,

pOOruC).

t

h.~ c / <,., g' . Z I.

~I

.---.......,

'e

Q"'--'-'-------

M@ p

~ PA

fleksibi!ni zidovi

-4~.0~----~-~3t.5~--~~-~3f.0n------_~2.~5------~2~

. Sl.33.43. Poloia) ankerne komtrukeije: podruCje ankernog zida - bloka (a), poloia} zida u zoni e, d, e (b), grqficki proracun dodatnog pasivnog ofpora (APp), kada je'

koeficijent fleksibitnosti log f

ankerisanje unutar zone a, b, e. (e), poligon sila (d). S1.33.42. Dijagram ovisnosti koeJieijenta fleksibilnosti

Md/

/Mmax

(p)

0

odnosima momenata

za zagatne zidove zabijene u pijesak (Rowe, 1952).

gdjeje: H' - ukupna dubina zagata (m);

M%2 ); I - moment inercije ( mlm} E - modul elasticnosti (

Md-projektovani moment (MNm); Mmax - maksimalni teoretski moment (MNm); H a=::--H+D st

Na slici 33.42. dat je dijagram ovisnosti relativne fleksibilnosti

(33.72.)

(p)

i odnosa

projektovan~g i ~~oretskog momenta savijanja kod zagata zabijenog u n~koh~rentm.:natenJaL Isti autor daje dijagrame ovisnosti i za zagat zabijen u glmem mateflJal putem broja stabilnosti (Braja, 1995). 358----------------------------~~~e-m-el~ife-n~ife----------------------------

Zatege se iza zagatnog zida vezu za posebne ankerne konstruktivne elemente navedene u pocetku tacke 0 ankerisanim zagatnim zidovima (33.1.6.). U osnovi ankeri (zatege) mogu biti plitko ankerisani u kontinuirane iIi zasebne betonske zidove (blokove) iii pioce, koje se odriavaju u ovome poloiaju na bazi pasivnog otpora tla. U posljednje vrijeme primjenjuju se duboki injektirani ankeri. U nastavku iznijet ce se sarno detalji i nacini ankerisanja, te proracuni sila u ankerima, u ovisnosti od nacina ankerisanja. 1) Plitka ankerisanja izvode se dovoljno daleko od zida zagata kako ne bi doslo u podrucje klizanja (s1.33.43.-a). U ovome slucaju stvara se zona u pasivnom stanju plasticne ravnoteze. Kada se ova pasivna zona sijece sa aktivnom zonom pritiska (a, b, d) iza zida (s1.32.43.-b), tlo u podrucju (g, d, i) takoder je u aktivnom stanju i ne moze istovremeno prenijeti pasivni otpor t1a iz podrucja c i e. Ovo zahtijeva povecanje dubine ankerne konstrukcije (c, e), kako bi se sila iz zatege (Z) prenijela na tlo, bez smanjenja koeficUenta sigurnosti. Ukoliko se zid ankerise ispred plohe a, c (sL33,43.-c), moze nastupiti klizanje po ravni a, e. Na klin tla a, b, d, e djeluju sile: tezina tla (W), aktivni pritisak (PA ) na ankernu povrsinu e, d, dio pasivnog otpora tla ispod ravni iskopa (APp), te reakcija tla (Q) na ravan a, e, pod uglom cp prema normali na ovu ravan. Kada sve sile sastavimo u poligon sila (sI.33.43.-d), dobije se veliCina sile APp, kao i reakcija tla Q. Da bi se ova sila t:,.Pp prenijela na tlo sa istim koeficijentom sigurnosti (Fs), potrebno je povecati dubinu zabijanja zagata D. Temeljenje

359

33. Jednozidni zagati - priboji

XI Zagati i graaevine od nasutih materijala

Ankerni zidovi iIi blokovi, iIi ploce, mogu se postaviti tako da izlaze na povdinu terena (sI.33.43. i 44.), da se nalaze neposredno ispod terena (~ ~ 1,5 - 2,0) iIi duboko u dnn terena.

gdje je: W - tezina na jedinicu duzine ankernog zida; K A - koeficijent aktivnog pritiska za 0 = qJ (s1.33.45.-a);

Kp cosO - dobije se iz dijagrama na slici 33.45.-b, ovisno 0

Zid za ankerisanje moze preuzeti silu (pz ) koja je jednaka razlici pasivnog (pp) i aktivnog pritiska (PA ), za rayne (33.44.-a) i zakrivljene klizne povrsine (s1.33.44.-b ).

@ 45'·V/2

izracunatom K p sin 0 i usvojenom uglu smicanja qJ •

@

@ c

45'.1/2

A

O. 7 0.6

D

0.4

lZ y

0.3

...,w

u.

SI.33.44. Zid za ankerisanje zatege i ravni sloma do terena: ravne povrJine sloma (a) i zakrivljene ravni sloma (b). .

w

tg2( 45" + ~)_tg2( 45° -~)

1

(33.76.)

360--------------------~~~----------------~­

Temeljenje

"0.

~

'" 4

"

3

/. /

~O'

'i /

/""'

~ ~5'

V

2

o

10

20

30

40

2

3

4

5

Kp'5inG

45

0

0

uglu 8 = qJ (a), te promjena

K p sin 8 (Ovesen i Stromann, 1972).

Ako ankerni zid ne doseze do povrsine terena (s1.33.46.-a), aktivni pritisak i pasivni otpor tla (pp) izracunava se samo na dijelu ankernog zida. Ravni klizanja u ovome slucaju nisu rayne povrsine, pa se uzima pretpostavka da je raspodjela napona sa dubinom gotovo jednolicna (sI.33.46.-b). U ovome slucaju pretpostavlja se rezultantno djelovanje sile otpora (2) oko polo vice vi sine ankernog zida, odnosno ploce (sL33.44.-b i 33.46.-a).

(pJ

Za slucaj da je ankerisanje zida na vecoj dubini, te je h < 0,5H , onda se pasivni otpor tla ne moze racunati prema Rankineovoj teoriji sloma, vee kao slom ispod temelja (sL33.46.-c). Ravni sloma ne dopiru do povrsine terena, te bi zatega vukla ankerni dio kroz tlo, tako da granicni slom nastupa kao slom tla ispod temelja. U ovome slucaju sirina B bila bi jednaka visini ankernog zida h, na dubini D:: H

W +'!'y. H2 KA sinqJ = ---'''-;-----_

2

6

faktor sigurnosti (Fs):

Za dobi vanje K p cos 0 prvo se proracuna K p sin 0 :

2Y · H

o v

o

K p cos 0 ovisno

2

+ PA sinqJ

~

S[.33.45. Promjena koeficijenta aktivnog pritiska K A

(33.75.)

. W K p sm 0 =

~.SPlRALA

~I,O'

.--:f3s*

(33.73.)

Z=.!.....= Pp -PA (33.74.) F., Fs Hvatiste sile (Z) bit ee u donjoj treeini visine ankernog zida. . ?vesen i St:?mann (1972) determinisali su metodu za iznalazenje krajnje n.oslvo~tl anke~a u plJesku, a ona se pokazala racionalna. Za slucaj na slici 33.44.-b slla kOJu preUZlma ankerni zid na 1 m du.zine iznosi: 1 2 1 1 P =-yH Kpcoso --yH~KA cosqJ

2

"'"

1=45'

-;7

UGAO SMICANJA 'fl')

-2

UZ

-

~

0.2

0.1

. P -- PP - PA - 1 Y ' H2 . K' ,gd'JeJe:

Sila uzrokovana zategama na 1 m duzni iznosi,

"" "'"

10 8

!--

!II:

Siia ankerisanja u pijesku bit ee (sI.33.44.-a) na I m duzine zida:

K'= Kp - KA =

12

".~ r--

'-.

~

------- ----

14

0.5

-~ 2

(s1.33.46.-c). Daljnji proracun mogao bi se provesti priblizno prema

teoriji nosivosti tla ispod temelja (poglavlje 14.). Temeljenje

361

Xl Zagati i grailevine ad nasutih materijala

33. lednozidni zagati - prihoji

Pasivnom otporu, koji racunamo prema izrazu 33.73. i sili zatege prema jedn.33.74., treba dodati jos otgcp , pa je ukupna sila (A~) na ankeru:

2P

A~=Z'B+_1(3..Y.H.Ko.A.tgCP) F,

(33.79.)

3

Ovaj izraz vaii ako je razmak izmedu susjednih ankera S = B + H . Kada je B < H , onda se zadnji clan moze linearno reducirati sa odnosom

SI.33.46. Ankerni zid sa ankerisanom zategom (2) i povrSinom sloma: ankerni zid plitko ispod terena (a), sa semom opterecenja (b) i duboko ankerisani zid zatege (c).

Ankerisanja se mogu obaviti i putem pojedinacnih bJokova sirine B, na izvjesnim razmacima S (sI.33.47.). Pasivni otpor svakog bloka iii ploce ve6i je nego sto odgovara otporu ploce na jedinicu sirine. Ovome otporu treba dodati otpor smicanja na bocnim povrsinama aktivnog i pasivnog klina, a, b, c. Bocna povrsina (s1.33.47.-a), bit 6e: gdjeje:

:

~ :~:(:;, +~)+ fg( ~)J

(33.77.)

45' -

Rezultiraju6i otpor trenja na jednu bocnu povrsinu, za pritisak mirovanja na vertikalnom presjeku kroz prizmu, iznosi (sI.33.47.-b): A

Potgcp = r' Ko . H -. tgcp . 3

(33.78.)

Postoje i druge metode proraeuna pojedinaenih ankernih bIokova, iIi ploea, putem zamjenjuju6e duzine i konacne otpornosti za trakasti anker (Ovesen i Stromann, 1972). 2) Duboka ankerisanja injektiranjem izvode se pom06u zatega (ankera) osposob\jenih za preuzimanje sila u tIu. Sila koju anker moze preuzeti ovisi 0 vrsti tIa, dubini ispod povrsine dijeIa za ankerisanje, 0 udaljenosti kotvenog dijeJa od zagatnog zida, 0 duzini zainjektirane dionice, te 0 velicini pritiska za injektiranje. . U odjeljku 33.1.6. dati su neki podaci i detalji 0 zainjektiranim ankerima 1 velieini sila koje mogu prenijeti. Ovdje 6e se prosiriti neka razmatranja ove vrste ankera, dok 6e se njihovo dimenzioniranje obrazIoziti u poglavlju 0 ankerisanju (poglavIje 38.). Prema nekim ispitivanjima koja su obavljena u SR Njemaekoj (Jessberger, 1963), zatege promjera 26 mm injektirane u tlu u duiini od 4,0 m mogu se opteretiti silama datim u tabeli 33.10. DopuJtena sila ankerisanja (Nonveiller, 1981). !,'

Nasuto Koherentno Nekoherentno

Sl.33.47. Boeni otpor tla uz ankerni blok iIi plocu: presjek kroz aktivni i pasivni klin (a) tlocrt i pogled na razmak ploea i boeni otpor smicanju (b). 362

Temeljenje

<

Vrstatla ".

®

%.

"

""

Konz.istencija tIa "

h>I,O h
Tabela 33 10 Dopustel1asiia anketisanja ' ,

Trajno Ispitivacka 200 I~t.«200)

250 - 300

(kN)

','

PrivreUleno ". max 200 250 200 300

Prema sIici 33.16.-e konaena nosivost zainjektiranog ankera (PK ) U pijesku moze se dobiti iz izraza (Braja, 1995): Z=d·n·!·(J",,'·K·tgcp, (33.80.) gdje je: (J"; - srednji vertikalni napon (O'v'= y. z u suhom pijesku); K - koeficijent pritiska tla; --------------------~~~~------------------363

Temeljenje

XI Zagati i graiJevine od nasutih materijala

33. Jednozidni zagati - priboji

d i 1- promjer i duzina kotvenog zainjektiranog dijela. Koeficijent pritiska tia (K) moze se uzeti kao koeficijent mirovanja (Ko) ako je injektiranje obavijeno pod pritiskom. Kao nifa vrijednost moze se uzeti Rankineov koeficijent aktivnog pritiska (KA ). U glinovitom tlu priblizna nosivostje: PK =d·7[·I·ca ,

gdjeje: Ca -

adhezija, koja se obicno uzima

© 4S:!

(33.81.)

X

Cu

H

\

,.

(nedrenirana kohezija).

Koeficijent sigurnosti (faktor sigumosti) uzima se izmedu 1,5 i 2,0. Ovisnosti izmedu sile u ankeru koju moze preuzeti, parametara koji definiraju osobine tIa i injekcionog pritiska nisu jos dovoIjno istraZene. Zbog ovoga se uvijek izvode probni ankeri na mjestu upotrebe i odredi siIa njegovog cupanja. Injektiranjem kotvene - ankeme (usidrene) zone utiskuje se injekciona smjesa u okolni prostor busotine, tako da se dobije promjer za proracun 1,5 - 4,0 promjera busotine. Silu koju injektirana zona kotvljenja preuzima mozemo proracunati na bazi smicanja tIa na granice ove zone. Osim ovoga efekta povecanja ankeme zone nastaje i porast napona usljed pritiska injektiranjem, tako da u ovoj zainjektiranoj zoni normalni naponi postaju veci od gravitacionih koji su bili prije busenja busotine. Trajnost ovoga efekta nije dovoIjno poznata, te se uzima pretpostavka da je injekcioni pritisak kompenzirao prvobitne gravitacione napone. Iz ovih razloga uzirna se da na duljini zone za kotvljenje, koja treba da preuzme i prenese silu na tIo, djeluju u oba pravca sarno gravitacioni naponi.

" ... J

o

..

'

'.-.

SI.33.48. Faze ponaSanja zagatnog zida pri iskopu i razupiranju: deformacija i raspodjela pritiska prije i nakon postavljanja prve razupore (a), isto kao i prije samo do nivoa druge razupore (b), te deformacija i raspodjela pritiska nakon dovrsenog iskopa trece faze (c).

®

@ Pi

P2

33.3. ZAGATNI ZIDOVI SA VISE RAZUPORA ILl ZATEGA Jednozidni zagatni zidovi zabijeni u tlo razupiru se sukcesivno sa iskopom u gradevinskoj jami. Na ovaj nacin smanjuju se defonnacije, naponi i momenti savijanja, cije su velicine, oblici i raspodjela mijenjaju ovisni 0: (i) vrsti tIa, (ii) dubini iskopa, (iii) polozaju i broju razupora, te 0 (iv) nacinu izvodenja iskopa, intenzitetu i tehnici ucvrscenja razupora. Iskopom se rasterecuju zidovi zagata, 5to izaziva promjenu prvobitnog stanja napona uz zidove zagata, na sto tIo reaguje defonnacijom. Na slici 33.48. prikazane su ove promjene pocev od prve faze gdje se gornji dio zagata ponasa konzoIno, sa opterecenjem p, i defonnacijom 01 (sI.33.48.-a), do konacne faze iskopa sa opterecenjem P4 i deforrnacijom 4 01 (sL33.48.-c) (Nonveiller, 1981). Sa zidova zagata prenosi se opterecenje na razupore (~,P2)' ciji se intenzitet mijenja (Ph PI', PI'"~ PI''', P2, P 2') ovisno 0 nacinu i fazama iskopa (HI' H 2' H), intenzitetu i stepenu ucvrscenja potpora, fleksibilnosti zida zagata i elasticne deformabilnosti razupora (sI33.48.).

364

Temeljenje

HZ

, \~ .

Pa

~

0.65 tHI
t O.2SH

®

I 1 H

1'1

fj

P2

P2

1

o.75H

1

fj

~

~H&+~f..tl fH

~

@)

®

lj~ ~~ I '2

~

A~'~ 82

~

01 J'H do 04(H

ili PA=0.3J'H

=

SI.33.49. Sernatski prikaz opterecenja na razupore: nekoherentno tlo c 0 (a), lahko gnjeCiva - mehka glina (N) 5) (b), c"vrsta glina (N < 4) (c), zamjenjujuce grede (d), dijagram transverzalnih sita (e).

Zbog slozenosti iznalazenja medusobne ovisnosti izmedu nacina i intenziteta razupiranja, deforrnacija i aktivnog pritiska na razuprte zidove zagata za proracun opterecenja koje prouzrokuje aktivni pritisak koriste se vrlo jednostavne seme za priblifan proracun. Stvarna krivulja raspodjele opterecenja, prema Peck~ (1969), zamjenjuje se jednolicnom raspodjelom za nekoherentan (s1.33.49.-a) 1 koherentan materijal u obliku trapezne raspodjele (sI.33.49.-b i c). --------------------~~~~------------------3~

Temeljenje

XI Zagati i graaevine od nasutih materijala

33. Jednozidni zagati - prihoji

U nekoherentnom tIu, kao sto je pijesak, maksimalni pritisak se iz izraza (33.49.-a):

(p A)

dobije

(33.82.) gdje je: KA - Rankineov koeficijent aktivnog pritiska K A =

tg2( 45° - /i');

r -jedinicna tezina tla; H - vis ina razuprtog zagata.

Aktivni pritisak u mehkom glinenom tlu, pod uslovom da je Y'

%> 4 ,

izraZava se u obliku (s1.33.49.-b):

PA

=Y.H[l-(;;

)J iIi

gdje je c kohezij~ nedreniranog uzorka

PA

(q; = 0).

Za aktivni pritisak u cvrstoj glini, za

y.

=0,3y·H,

(33.83.)

%: ; 4 primjenjuje se izraz

Sile u razuporima (R,pz,p,) racunaju se kao reakcije staticki odredenih greda na dva oslonca sa prepustima (s1.33.49.-d). Za dimenzioniranje slozenijih konstrukcija raspodjeJa pritisaka radi se prema tacnijim metodama. Mnogi autori ispitivanjima su konstatovali da pritisci ne rastu linearno sa dubinom i da odstupaju od Rankineove (Rankinove) i Coulombove (Kulonove) teorije pritiska. Zbog ovih razlika u raspodjeli pritisaka postoji i vise razli6itih oblika dijagrama pritiska na razuprti zagat. Pored opisanih prema Pecku, date su na slici 33.50. i raspodjele pritisaka prema nekim drugim autorima. Trapezasto opterecenje prema Terzaghiju (1943), moze se zamijeniti ekvivalentnim ravnomjernim opterecenjem 0 PA == 0,75 PA (s1.33.50.-e). U sirokim gradevinskim jamama ne mogu se zidovi zagata medusobno razuprijeti, te se veoma 6esto koriste zatege ukotvljene u tlu, koje se postavljaju sukcesivno sa iskopom u gradevinskoj jami. Kod ove savremene gradevinske tehnologije konacne deformacije sile u zategama i opterecenje zagatnog zida aktivnim pritiskom ovisi 0 unesenoj sili u zategu u fazi montiranja.

@

®

® q

q

(s1.33.49.-c):

... :-~ .-

PA =O,2·y·H

do

w+Q

(33.84.)

O,4·y·H.

d

w+Q PA

PA \

@

®

®

®

oPA=O.7~rA

a

-O.2Hr

T H

I

I I

1

I 0151'H I

r---L--t

015H

Q7H

~\j

I

-t O.2H -'-

r

\ 0.25H _ _ --l_L

I Q.3'(·H !2:2r-HI

O.375f·H I

PA

PA

I

I

IR"Q'1', @

®

,

PA

" , '- ,

\

\

" \, , ','\.

@

I},

'\\0

Pp/F!~ P R A W+Q

L

0.125 rH

R2 Pp/Fs

SI.33.50. Dijagrami raspodjele pritisaka na razuprti zagat prema raznim auto rima: za pijesak (a), privremenu razuporu u tvrdim (b) i srednje gnjeCivim glinama za stalno razupiranje (c), prema Tsehebotarioffu 1973., prema Lemanu (d) i Terzaghiju (e), gdje su eksperimentalno dobivene krive (e - 1).

366

r

\

Temeljenje

S1.33.51. Sema proracuna stabilnosti i dubine ankerisanja zagata sa zategama (Nonveiller, 1981): zagat sa silama aktivnog pritiska i otpora tla, sa silama u zategama (a), poligon sila sa reakeijom R (a'); pretpostavljena povrsina sloma sa ankerisanim zategama unutar bloka a, b, e, d (b); po ligon sUa za odredivanje ugla 1f!! (b'); isto kao pod (b) samo zatega 23 sidrena izvan bloka abed; (c) isto kao b' samo za ugao 1f!z (e').

Temeljenje

367

XI Zagati i gradevine ad nasutih materijala

33. lednazidni :?.agati - pribaji

Zagatni zid sa vise zatega cini jedan spregnuti zajednicki sistem, skupa sa tlom izmedu zida i mjesta ankerisanja zatege (s1.33.51.-b). Iznalaienje sila u zategama (zl' Z2' Z3) vrsi se na bazi iznalazenja reakcija u osloncima zatega za kontinuaini nosac, opterecen aktivnim pritiskom (pJ i pasivnim otporom tla (pp). Na dnu zagata djeluje reakcija zagata (R), ako trenje uzduz zida zagata nije dovoljno da uravnotezi rezultantu sila u ravnini zida. Ako je sila R veca od otpora, racun se ponavlja sa novim uglovima 8 A Jj pia (sI.33.51.-a). Ankerisanje zatega vrsi se na bazi veliCina Zl' Z2 ,... , dobivenih kao reakcije kontinualnog nosaca. Dubina zagata odreduje se uz pretpostavku zajednickog njihovog djelovanja ankerisanih u blok abed (s1.33.51.-b). Prema Hansenu (1957) i potvrdenim ispitivanjima, uzima se konveksna duboka linija sloma (a, c), ana taj sklop djeluju: aktivni pritisak na ravan cd (PA ), pasivni otpor tla podijeljen sa faktorom sigumosti

(){.s)'

tezina materijala (W), opterecenje (Q) i rezultanta

otpora tla (Qn) na ravni ae, rt?akcijom na dnu zagata (R), a ponekad uzgon (u) i strujni pritisak (S). Iz poligona sila (s1.33.51.-b') dobije se sila otpora tla Q! i ugao lfI1' Faktor sigumosti bit ce: F _ tg

(33.85.)

tglfll

(ii) kolicini vode za pumpanje da bi se oddao zahtijevani nivo vode u

gradevinskoj jami sa potrebnim brojem pumpi.

33.4.I.ISPUMPA VANJE VODE U osnovi se ispumpavanje vode izmedu zidova zagata provodi na: (i) otvoreni i (ii) zatvoreni nacin, odnosno sniZenjem vodostaja putem cijevnih i drugih vrsta bunara. Kod otvorenih ispumpavanja vode obicno se u jednom iii vise uglova gradevinske jame iskopaju dublja mjesta za postavijanje usisne korpe centrifugalne iIi potopljene pumpe (s1.33.52.-a). Dubina i velicina ovoga sabiralista treba biti prilagodena kapacitetu centrifugalne pumpe, usisnoj korpi sa povratnim ventilom i zastitnom mrezom. Radi prikupljanja i isusivanja vode sa cijele povrsine gradevinske jame prave se drenaini kanali do mjesta za pumpanje (sI.33.52.-a). Sistem za ispumpavanje vode spusta se sukcesivno sa iskopom do konacne dubine. Kada je iskop dovrsen, ugrade se drenaine cijevi i pokriju sljunkovitim materijalom. Na ovaj naCin stvori se suha povrsina na kojoj se izvodi projektovana betonska konstrukcija. Pumpanje vode vrsi se i u toku eksploatacije objekta iIi se mjesto pumpanja vode blindira - zatvori betonskim cepom, a na usisnu cijev postavi prirubnica.

@

@

CD

ako je tlo nekoherentno. Za koherentno tlo racuna se iterativnim postupkom, koji je opisan za kruZno - klizne povrsine. Ako faktor sigumosti ne zadovoljava, potrebno je produziti jednu iii vise zatega i pronaci F: za najnepovoIjniju povrsinu sloma, koja daje potrebnu sigurnost. Na slici 33.51.-c dat je primjer ankerisanja donje zatege izvan bloka a, b, c, d, Cime se dobije smanjena vrijednost ugla lfI2' Fleksibilni zagatni zid sa vise razupora moze se racunati kao greda na Winklerovom tlu, tako da se postigne podudamost izmedu deformacije sistema grede - tla i opterecenja (Nonveiller, 198 I). OUIltNSKE PUMPE

33.4. CIRKULACIJA VODE ISPOD ZAGATNIH ZIDOVA Da bi se radovi u gradevinskoj jami odvijali u suhom, potrebno je na najpogodniji nacin ispumpavati vodu sa unutarnje strane zagata. Pored statickog treba provesti i hidraulicki proracun i kontrolisati stabilnost zagata na najnepovoljnije slucajeve koji se mogu pojaviti u toku rada. NaCin ispumpavanja vade ovisi 0: (i) opasnosti od erozije tla i proloma dna ispod zagatnog zida i 0

368

Temeljenje

Sf. 33. S2. Ispumpavanje vode i snizenje nivoa podzemne vode: otvoreno ispumpavanje iz grailevinske jame (a), ugradnja cijevnih bunara unutar (b) i izvan (c) zagatnog zida.

Temeljenje

369

33. lednozidni zagati . priboji

XI Zagati i gradevine od nasutih rnaterzjala

U nepovoljnim terenskim uslovima ne pumpa se voda iz gradevinske jame formirane zagatnim zidovirna (sL33.52.-b), vee se iza zagata ugraduju cijevni bunari iz kojih se ispurnpava voda (sI.33.52.-c). Na ov!\i nacin formira se depresiona kriva ispod dna gradevinske jame, cime se omogueuje nesmetan rad prj izvodenju konstrukcije. Obicno se cijevni bunari zabijaju na obje strane zagatnih zidova, jer postavljanjem sarno na jednoj strani moze se izazvati urusenje na drugoj strani zagata, prilikom purnpanja vode iz jednog busotinskog bunara. Kod veCih dubina od oko 7,0 m buse se cijevni bunari veCih profila i ugraduju dubinske (potopljene) pumpe (sI.33.52.-c). Kapacitet pumpi ovisan je 0 dotoku vode, koji je opet uslovljen propusnoseu tla. Kod prasinastih materijala nivo vode opada sporo oko zagata, sto moze da utjece na brzinu iskopa.

znatno veci od prosjecnog hidraulickog gradijenta (is), a moze biti manji iIi veci od prosjecnog na izlazu u gradevinsku jarnu. Prosjecni hidraulicki gradijent iznosi (s1.33.52.-a):

.

1= s

H H+2D

(33.88.)

.

Strujanju vode prema gore sa unutarnje strane zagata, suprotstavlja se tezina cestica tla. Kada ovaj pritisak naraste do izvjesne veliCine, dolazi do izdizanja cestica, odnosno nastaje labilna ravnoteZa, koja dovodi do sloma tla. Kriticni hidraulicki izlazni gradijent (ic ), pri kojern nastaje ovaj slom tla jednak je Gedn.15.61.):

33.4.2. HIDRAULICK/ PRORACUN ZAGATA I STABILNOST TLA

(33.89.)

Kada se ispumpava voda iz gradevinske jame osigurane jednozidnim zagatom - pribojern, nastaje filtracija vode sa usporne visine H, iznad dna iskopa oko zagata ukopanog na dubinu D (s1.33.28., 33.52.-a i 33.53.-a). Hidraulickim proracunom potrebno je razmotriti: a) djelovanje strujnog pritiska (hidrodinamicke sile) na aktivni pritisak tla (PA ) iza i pasivni otpor tla (pp) ispred zagata; b) hidraulicki slom tla u podrucju gdje voda teee vertikalno uz donji dio zagata, te na ovoj osnovi odrediti dubinu zagata kako ne bi doslo do pokretanja sitnih cestica tla u fazi pumpanja vode; e) kolicinu vode i kapacitete pumpi za pumpanje vode iz gradevinske jarne, kojirn se treba obezbijediti bar 30 - 50 em iskop u suhorn. U tacki 15.3. i uz sIiku 33.28. obrazlozene su hidrodinamicke sile i njihov uticaj na velicinu aktivne sile i pasivni otpor tla. U podrueju aktivnog klina abd (sI.33.28.) strujni pritisak se zbraja sa gravitacionim silama, te ce mjerodavna jedinicna tezina (y A") biti veca od uronjene tezine (y') za velicinu filtracionog (strujnog) pritiska jedinicnom tezinom:

(i· Yw -

jedn.I5.56.). Aktivni pritisak (PA ) racuna se sa

YA"=y'+i A'Y w '

KOlA HRENA

5 4 \ \

3

J,

2 \

-~----I .2

,SO,671.02~m

-t-2.0 t5tO

0

b/a =1

SI.33.53. Filtracija vode i dijagram za faktor sigurnosti od hidraulickog sloma: filtraciona mreia za razuprti zagat (a), dijagram faktora a, za proracun izlaznog gradijenta ifaktora sigurnosti (b), (Nonveiller, 1981).

(33.86.)

U pasivnom klinu bee (s1.33.28.) strujni pritisak djeluje prema gore, tj. suprotno od sile gravitacije, zbog eega smanjuje tezinu materijala, pa je potrebno proracun pasivnog otpora tla (pp) racunati sa tezinom:

yp"=y'-ip'Y w '

@

Dubina priboja mora biti tolika da osigura dovo1jnu sigurnost od hidraulickog sloma tIa, zbog eega izlazni gradijent (in) treba biti manji od:

(33.87.)

(33.90.)

Efekat hidraulickog sloma tla, koji je veoma znacajan, daje drugi kriterij za izbor dubine ukopavanja D (sI.33.28.-b i 33.53.-a). Razmatranjem je ustanovljeno da je u podrucju oko dna zagata stvarni hidraulicki gradijent (i) 370

--------------------~~~~------------------371

Temeljenje

Temeljenje

34. Zagati za temeljenje u volli

Xl Zagati i grade vine od nasutih materijala

gdje koeficijent sigurnosti gradevine. Izlazni gradijent prosjecnim gradijentom:

(F,) treba biti do 2 za privremene, a do 4 za stalne (iJ izracuna se iz strujne mreze (sI.33.53.-a) i izraZava

= a· is,

in

(33.91.)

te koeficijent sigurnosti, roizlazi iz navedenih izraza: F =

H+2D

(33.92.)

Yw a.H

S

gdje je:

a - fak.1:or za razlicite odnose

% u homogenom tIu dat je na

Du~ina

lOk%3 .

:=

priboja iz'Jedn. 33 .92. proizlazi;

D= H( Yw F 2 y' S

.a-I)

(33.93.)

a prerna nekim auto rima (Kostic, 1968):

D=H(YwF 2

y'

S

I}

(33.94.)

gdje je Fs = 1,5 - 2,5 . U pogiaviju 15. opisano je proticanje vode kroz tlo i proracul1 koliCine vode, dobivene na bazi Darcyjevog (Darsijevog) zakona, iz filtracione mreze (sL33.53.-a), tj. Gedn.15.37.); (33.95.) gdjeje: k - koeficijent filtracije; nf - ukupan broj strujl1ih kanala; na - ukupan broj ekvipotencijalnih intervala

(~ ).

3n--------------------~~~-------------------

Temeljenje

U uvodnom dijelu ovoga pog\avlja Xl date su opce postavke 0 zagatima, tipovima, njihovoj primjeni i izboru kao priboja i zagata za temeljenje u vodi. U ovome dijelu obrazlozit ce se dvozidni zagati i, opcenito zagati, i druge konstrukcije zagata za temeIjenje u vodi sa aspekta upotrebe, projektovanja i njihovog dimenzioniranja.

34.1. ,;twOTREBA I VRSTE ZAGATA

dijagramu na slici 33.53.-b (NonveiIler, 1981); y' - jedinicna tezina tla pod vodom;

Yw - jedinicna tezina vode y w

?.VZAGATI ZA TEMELJENJE U VODI

Zagati su gradevinske konstrukcije izradene naJcesce u vodi, koje preuzimaju opterecenje i udare od vode (nekada i tla) i stite gradevinsku jarnu od tekucih, a nekada i podzemnih voda. Mogu se graditi i na suhom, pri niskim vodostajima vode, da bi sluzili kao z~stita kada nivo vode poraste na vece visine. Koriste se najvise za zastitu gradevinske jarne pri izvodenju hidrotehnickih objekata, iIi temelja mostova, kao i drugih objekata na rijeci ilili pored rijeka i jezera. Zagatima se ograauje gradevinska jama sa jedne, dvije, tri iii sve cetiri strane, iz koje se ispumpa voda kako bi se i temelji objekata prakticki izvodili u suhom. Nacini izrade zagata ovise 0: (i) dubini vode, (ii) obliku i vrsti temelja objekta, (iii) vrsti materijala koji se treba iskopati, (iv) hidraulickirn i hidrotehnickirn osobinarna mjesta gradenja, (v) sirini korita i brzini vode i sl. Na slici 34.1. dati su neki prirnjeri zagacivanja vode za temelje vecih hidrotehnickih objekata i za temelje stupova mosta u rijekama. Kod uzih korita obicno se cijeli vodni tok skrene u obiIazni tunel iIi kanal. Prethodno se zastite ulazi i izlazi optocnog tunela iIi kanala da bi se izveo derivacioni objekat. Nakon njegovog izvodenja pregradi se cijeli vodni tok pomocnirn zagatima i skrene voda u derivacioni objekat - tunel, kao sto je to bio slucaj kod izvodenja brane i strojarnice na Hidroelektrani Salakovac (sL34.1.-a i b, Pavlovic, Selirnovic, Katalinic, 1987.). 1z gradevinske jame ispumpa se voda i radovi izvode u suho, ako su dobro izvedel1i vodozaptivni radovi. Obicno se jedna kolicina procjednih voda mora ispumpati iz gradevinske jame. Kod sirokih rijeka i velikih protoka obicno se zagacivanje vrsi u dvije iii vise faza u samoj rijeci (sI.34.1.-c). Prvo se izgradi zagat uz jednu obalu i voda skrene prema surenoj drugoj obali. Unutar ovoga zagata izvede se prva faza gradevine, do kote koja omogucuje nesmetal1 nastavak radova, kada se rijeka opet skrene na ovaj izvedeni dio gradevine. Kada je zavrsena prva faza, rusi se zagat i radi drugi na suprotnoj strani (sL34.1.-c). Unutar toga zagata izvede se druga faza graaevine. Kod vrlo sirokih rijeka moze biti i vise ovih faza izvodenja. Temeljenje

373

Xl Zagati j graaevine ad nasutih materijala

34. Zagati za temefjenje u vodi

Kada temelji objekta zauzimaju manji dio rijecnog korita, kao sto su npr. temelji mosta (s1.34.1.-<1), zagatom se zagradi sarno gradiliSna jama pojedinog temelja.

@

@ ,,

,, ,

t\ \

34.1.1. NASUTl ZEMLJANI ZAGATl Zagati u vidu nasipa od zemljanih materijala koriste se kod malih dubina i brzina tekuce vode, jezera, inundacija i objekata zasticenih od velikih brzina i udara valova. Generalno, pijesak iii sIjuncani pijesak je najbolji materijal za zemljani zagat, koji se ugraduje bagerirna, iii refulira iz korita rijeke. Zagati od zemljanih materijala zauzimaju veliku povrsinu, jer su im nagibi kosina veoma blagi. Kroz zemljane zagate obavlja se procjedivanje vode, sa uzvodne na nizvodnu stranu zagata, cime se stvara rnogucnost erozije i iznosenje rnaterijala iz zagata. Forrniranjern filtracione rnreze moze se izracunati kolicina procijedne vode i predvidjeti opasnost od erozije (sI.34.2.-a). Radi sprecavanja filtracije vode izvodi se uzvodno zastitni ekran od gline po pokosu zagata i/ili po tlu, cime se produfuje tok filtracije vode (sL34.2.-b) i kontrolisano dreniraju u nizvodni kana!.

\ \ \ "'

\

....

@ 3

®

w~ ~

n FAZA

q

~

~

,..l.~\(f(\

I I I@I

!~«(I

I ' I

'\. "

~

l'

IIFAZA ~(:"

~!..

L___

-

SI.34.1. RazliCiti tipovi izvoaenja zagata u vodi: derivacija rijeke kroz optocni tunel HE Salakovac sa zagatima na ulazu i izlazu tunela (a), pregraaivanje i skretarlie rijeke u tunel sa uzvodnim i nizvodnim zagatom (b), pregraaivanje rijeke u dvije/aze (c), pojedinacni zagati oko stupova mosta (d), gdje je: optocni tune/ (1). uzvodni i nizvodni tune/ski zagati (2), injekcione zavjese (3), ie/jeznicka pruga (4), pumpe (P), cestovni tunel (5), iskop temelja (6), stupovi mosta (7), zagati oko temelja mosta (8).

Zagati se izvode od nasutih zemljanih iii kamenih materijala, drveta, celika, armiranog betona i njihovih kornbinacija. Koji ce se rnaterijaI primijeniti, ovisi od vise elemenata, kao sto su: blizina izvorista materijala, tip zagata i mogucnosti njegove primjene, dubina, kolicina i brzina vode, terenski uslovi nacin zaptivanja i sprecavanja filtracije vode kroz zagat i ispod njega itd. ' 3~--------------------~~~~--------------------

Temefjenje

SI.34.2. Procjeaivanje vode kroz propusni zagat (a), sa stnql1lm i ekvipotencijalnim linijama (1), te kontrolirano procjeaivanje kroz zagat sa glinenom zastitom (2) i drenainim kanalom (3) sa nizvodne strane zagata (b).

Osiguranje od udara valova i erozije u tekucoj vodi moze se izvesti zastitom pokosa zagata krupn~jim sljunkom, lomljenim kamenom, geotekstilom i sl.(sL34.3.-a i b). Cesci je slucaj izvodenja vodoncpropusnih ekrana iIi dijelova zagata sa vanjske strane (sL34.3.-c), iii unutar zagata, kao centralno vodonepropusno jezgro (sL34.3.-d). Vodonepropusni ekrani, iIi centralno jezgro, izvode se od gline, asfalta, glino - betona, iIi betona. Nasutirn zemljanirn zagatima tesko se "zatvara" u tekucim vodama zadnji dio koji se spaja sa obalom, zbog suzenja korita rUeke i povecanja brzine tecenja vode. Isti je slucaj kod jezera i mora sa znatnorn plirnorn i osekom. Kod ovih radova potrebno je primijeniti i druge tipove zagata na ovome kriticnorn dijelu pregradivanja korita rijeke. Kod ovog tipa zagata vazno je njegovo stalno osmatranje za vrijeme cijelog perioda koristenja. Eventualne pukotine treba paZljivo zaptiti, a dijelove procurivanja zatvarati karnenim nasipom iii drellaZnirn cijevirna. 375

34. Zagati za temeijenje u vodi

Xl Zagati i graaevine od nasutih materijala

@

©

~~~~~~....:....t-::"";"":"'~':":':"::::".L. @

®

5

SI.34.3. Tipicni presjeci nasutih zemljanih zagata za zastitu gradevinske jame: noiica osigurana kamenim nabacajem (a). pokos i noiica osigurana krupnim kamenim nabacajem (b). uzvodni dio zagata obezbijeaen glinenim materija/om (C), centralni vodonepropusni dio iskopan do stijenske pod/oge (d). gdje je: kameni nabacaj (1), nabacaj sa osigurarljem pokosa (2). nepropusni dio zagata (3). propusni materijal od sljunka iii kamena (4), graniea stijenskog masiva (5), rov iskopan u vodi (6).

34.1.2. NASUTl KAMENl ZAGATl

Kameni nasip za zagate je sliean zemljanom zagatu pO konstrukciji, sarno je zbog vece stabilnosti ovoga materijala moguce pokose izvesti strmije, nego kod pokosa od zemljanih materijala. Slaganjem kamena na pokosu ove nagibe je moguce znatnije reducirati. Nedostatak zagata od kamenih materijala je njihova propusnost. Kod malih visina zagata vodonepropusnost se moze obezbijediti nasipanjem glinovito-pjeskovitog materijala iIi pepela sa uzvodne strane. Teeenjem vode popunit ce se unutarnji dio zagata ovim materijalom, eime ce se smanjiti vodopropusnost zagata (sI.34.4.-a). Adekvatnija su rjesenja sa izradom uzvodnog ekrana od asfalt-betona iIi betona kao kod brana (s1.35.15., 16 i 17.), te glinenog iIi betonskog jezgra (s1.34.4.-b i c), kao i od metalnih talpi (s1.34.4.-d). Kod izrade zagata na suhom preporueljiva je izrada ekrana od gline, asfalta iii betona na vanjskoj uzvodnoj strani zagata. U osnovi se pregradivanje rijeke vrsi najprije sa nizvodnim dijelom nasipa od propusnog materijala (lomljeni kamen, krupni sljunak i slicno). Zatim se podvodno iskopa roy sa ovoga dijela nasipa, sa kojeg se zatim sip a sIabo propustan glinovit ili pjeskovito prasinast rnaterijal. Hidrostatski pritisak sabija ovaj materijal uz nasuti propusni dio zagata. Kada se pregraduje cijelo korito, onda se na su.zeni dio bacaju krupni kameni iIi betonski blokovi, koje voda nece odnijeti pri velikoj brzini. Ovo sve se izvodi u periodu najnizih vodostaja. Na slikama 34.5. i 34.6. dati su tipovi izvedenih zagata kombinovani sa kamenim i sljunkovitim materijalom. Kako bi se mogli kopati i betonirati temelji brane i ugradivati glineno jezgro u koritu rijeke, skrenuta je rijeka Cetina u obilazne tunele izvedene u bokovima korita. Uzvodni nasip (sI.34.5.) raoen je istodobno sa obje obale rijeke i to sa krupnim kamenom (1), a paralclno sa ovim radom nasipan je sitni kameni materijal (iii sljunak) na uzvodnu kosinu ovog kamenog nasipa (2). Na ovaj naCin dobiven je filtarski prelaz izmedu nasipa od krupnog kamena i uzvodne zone od glinovitog nepropusnog materijala (3) .

. ........ "

~

.. ......

307'--

-.....:sz

SI.34.4. Tipovi zagata od nasutog kamenog materijala: uzvodni vodozaptivni materija/ (a), koso glineno jezgro (b), betonsko eentralno jezgro (e), metalne talpe (d), gdje je: kameni nasip (1), vodozaptivni materijal (2), glineno jezgro (3), nepropusno tlo (4), propusno tlo (5), betonsko jezgro (6) i metalne talpe (7). 3~--------------------~~~--------------------

Temeljenje

SI.34.5. Poprecni pre~jek temeljajezgre "Peruca", na Celini. nasip od kamenog nabacaja (1), nasip od sitnog kamenog materijala iz tunela (2). nasip od gUne ugraaen pod vodom (3), zid od belona (4), betonska ploea sa dljelom glinellog centralnog jezgra brane (5), (Nonveiller, 1981). Temeijenje

377

XI Zagati i graaevine od nasutih materijala

34. Zagati za temeljenje u vodi

Za izgradnju pribranskog postrojenja Hidroelektrane Salakovac, pored izgradnje zagata na ulazu i izlazu tunela (sI.34.1.-a, 2.), izvedeni su uzvodni i nizvodni pomocni kameni zagati (s1.34.1.-b, 2.), koji se zbog svoje slozenosti i visine mogu uzeti kao pomocne brane. Uzvodna brana visine je preko 15,0 m, oblozena betonom na dijelu za prelivanje, a vodozaptivenost aluvijalnog materijala obezbijedena je glineno-betonskom dijafragmom (s1.35.12.). Na slici 34.6. prikazan je nizvodni zagat od kamenog materijala (1) i sljunka (2), sa dijafragmom (3) i betonskim zidom (4), kao vodonepropusnim ekranom. Sa kote odakle pocinje betonski zid izvedena je glineno - betonska dijafragma, jer je na toj koti bila obezbijedena dovoljna sirina za rad stroja na iskopu slica za dijafragmu.

oblogom, ako se moze izvesti u vodi, iii prema vodi (sI.34.7.-c). Drveni zid moze se izvesti od horizontalnih taIpi, za rad u suhorn, oslonjenih na vise nacina (s1.34.7.-a, b i c), iIi od vertikalno zabijenih talpi oslonjenih na horizontalne grede, a ove na drvene zabijene stupove (s1.34.7.-d i e). Drveni zagat u kombinaciji sa nasipom moze se izvesti kao priboj - jednozidni zagat (s1.34.7.-f, g i h). U ovome slucaju postoji vise nacina izrade za neSto vece dubine vode i za rad u vodi. Neki od ovih navedenih tipova dati su na slici 34.7.

14.00 ",;15-20cm I : I I

I,J o o

7

&>. '.'

'is>

DOQ

o

---.---.----.-

'. .

T

0'::'. ' ... ' . . ":>4k," .

·o~·~ .... !:::Cf.· .. '.o

;,

c

@ S1.34.6. Presjek nizvodnog zagata za zastitll graaevinskejame HE Salakovac: kameni nasip (1), sijllnak (2), glineno - betonska dijafragma (3), betonski zid (4), betonske ploce (5), injektiranje kontakta (6), slapiste dijllzora (7), glineni nabacaj (8), (Pavlovic, Selimovic i Katalinic. 1987).

,,

34.1.3. Drveni zagati

I'

1,)

Za manje radove, gdje su potrebni relativno niski zagati, tj. u vodi manje dubine i manjih pritisaka, mogu se kQristiti drveni zagatni zidovi iIi drveni sanduci. Najcesce se primjenjuju u rjecnim koritima za temeljenje stupova mosta kada priboji - jednostruki zagati ne mogu izdrzati velike pritiske iIi ne mogu sprijeciti doticanje vode u gradevinsku jamu. Obicno se drveni zagati kombinuju sa nasutim koherentnim iIi nekoherentnim materijalom, koji onda zajedno Cine jedinstven zastitni zid, odnosno drveni zagat. Za male dubine vode, iIi za rad na suhom pri niskom vodostaju, zagati mogu imati sarno jedan drveni zid sa nasipom pored zida. Drveni zid moze biti prema temeljnoj jami (s1.34.7.-a i b), kada mora biti zasticen kamenim nabacajem i 3n----------------------~--------------------------

Temeljenje

SI.34.7. lednostavni drveni i kombinovani zagati u plitkoj i srcdnjc dubokoj vodi. Drveni zagat sa horizontalnim daskama, vertikalnim stupom i uzvodnim nasipol11 u plitkoj vodi (a), isto sa kosim daskarna i potporom (b), zagat sa horizontalnim daskama i vertikalnil11 stupom i nizvodnim nasipom (c); tipovi zagata sa vertikalnim daskama i nasipol11 (d). te sa kosim daskama i stupovima (e); jedllostruki zagati - priboji sa uzvodnim (f) i nizvodnim (g) na.l'ipofl1 so oblogol11 te poduprti jednostruki zagat za dllblje nivoe vode (h).

Kod vecih dubina i pritisaka koriste sc dVllzidni iIi trozidni drveni zagati i sa ispunom koherentnim iIi nekoherentnim materijalnm i/.:nedu zidova. Kada je zagat na suhom, koristi se zagat sa horizontalnim da::kiln . ndnosno talpama Temeijenje

379

XI Zagati i gradevine ad nasutih materijala

34. Zagati za temeljenje u vodi

(sI.34.8.-a, b i c). Vezivanja zidova obavlja se na vrhu klijestima i/ili zategama po visini zagata. Zagat sa dva zida moze se pojacati trecim zidom od horizontalnih talpi sa nizvodne strane (s1.34.8.-b) iIi nabacajem sa spoljne strane (sI.34.8.-c).

®

®

@

ITlI II

I,

I,

l'

@

®

E

....u

l e .... u

:Ij 1.0-2.o tl : V

udara vode i leda (sI.34.1O.). Ovaj tip zagata moze da primi vece pritiske i obezbijedi bolju vodonepropusnost ispod zagata. PoloZaj dvozid~og i trozidnog zagata moze biti tako postavijen da je na dovoIjnom odstoJanju od ruba gradevinske jame iIi treci zid ujedno cilli zastitu gradevinske jame (s1.34.1O.-b). U ovome posljednjem slucaju zagat moze da primi manja opterecenja. Inace, drveni zagati mogu izdrzati pritiske vode 5,0 -7,0 m visine.

V

Sl.34.8. Zagati sa horizontalnim talpama: dvostruki zid sa klijestima i celicnim zategarna (a), isto sarno zagat sa tri zida i nasipom (b), zagat sa uzvodnim kamenim nabacajem (c).

Kada se zagat izvodi u tekucoj vodi, mora se raditi sa drvenim dvozidnim iii trozidnim zagatima sa pobijenim vertikalnim talpama (s1.34.9.). Pobijanjem vertikainih talpi u propustijivo tlo smanjuje se proticaj vode ispod zagata i one mogu izdrzati vece pritiske od horizontaillih talpi.

®

,, ,, I, I

~,

I I I I I I

I I

q

: I

'"o"

: I

I' 'v

1.5-2.5

I:

o

:

o -i

tti ,

II

I

I

I

I

I I I,

,Iv

1

I

@ N.V.

,, :,

I'

I' II

v

I

I I

I : I I

I I I II

I,

,I,,

N.V.

I,

Sl.34. JO. Zagati od vertikalno zabijenih utorenih talpi - priboja: dvozidni zagat od priboja (a), trozidni zagat od priboja (b), sa ispunom od materijala i uzvodnim osiguranjem, kamenim nabacajem (Kostic, 1968).

o N

VI

:r

,I,, It'r:~:--vertikalne

,:

t)

B:1.50- 2.00

I'

I'

I'

" "

lil

.1

I'

"v

,

II

, I

," tatpe -----....,-"'I:l \.50-2.00

," ,

I "'

" " " " " "

,"" : [Iiv

®

, I

, I

,.,, v

S1.34.9. Zagati sa dva (a) i trl (b) zida od vertlkalno zabijenih talpl !spunjenih materijaiom (a) i osigurani kamenim nabacajem (b) (Kostic, 1968).

Trozidni zagati imaju vecu stabilnost i manju vodopropusnost ad dvozidnih. Po potrebi moze se izvrsiti uzvodno osiguranje kamenim nabacajem od

SI.34.11. Zagat! od dnJenih sanduka: izvedeni na lieu mjesta (a), (White i Prentis, 1950), dopremljeni plutajuCi (b), (Nonveiller, 1981).

380

----------------------------~~e-m-e~lj~·e~~~e----------------------------381

Temeljenje

34. Zagati za tel1leljenje u vndi

XI Zagati i grailevine ad nasutih materijala

Za zastitu gradevinske jame na sijenovitoj i vodonepropusnoj podlozi i pri rnanjim visinarna vode koriste se drveni sanduci napunjeni nepropusnim rnaterijalom (s1.34.11.). Na Ohio rijeei (White i Prentis, 1950) koristen je zagat tipa drvenog sanduka ispunjen i sa strane osiguran na preturartie nepropusnim rnaterijalom (sI.34.11.-a). Prerna Nonveiller-u (1981) drveni sanduei se naprave izvan rijeke i plivajuci dopreme na mjesto izgradnje, a zatim opterete kamenom i potope na pripremljeno dno stjenovite podloge. Sanduci se sastoje od medusobno unakrsno spojenih greda (s1.34.11.-b). Dno je, takoder, sastavljeno od greda koje trebaju da izdrze opterecenje kamenom dok sand uk ne potone na dno. Nasipanjem nepropusnog materijala u vodu uz sanduk zaptije se spoj sanduka sa dnom. Dimenzije sanduka moraju biti takve da ne dode do njegovog klizanja i prevrtanja. Na sanduk djeluje horizontalni pritisak tla (Pa ) i vode (pw) i nece nastupiti klizanje ako je zadovoljen uslov: (PA + Pw)1, = W ·tg8 , (34.1.) gdjeje: Fs - faktor sigurnosti (koefieijent sigurnosti K,) i uzirna se da iznosi 1,5; 8 - ugao otpora klizanju sanduka po stjenovitoj podlozi. Do prevrtanja nece doci ako je sirina sanduka tolika da rezultanta od sve tri sile iz jedn.34.1. prolazi kroz jezgro presjeka, tj.: B H D W'6"=Pw '"3+ PA '3' (34.2.)

ispunom daje ekonomicno rjesenje, jer su u ovome slucaju zidovi mnogo povoljnije napregnuti. Potrebna tezina obezbjeduje se materijalom nasutim u ceIije, a njegov pritisak preuzimaju sile zatezanja u vanjskoj celicnoj membrani, odnosno vanjskom celicnom zidu. Za manje dubine do 5,0 m izvode se ijednozidni celicni zagati - priboji sa nasipom i eventualnim pojacanim kamenim nabacajem. Najcesce su celicni zagati sa dva zida i ispunom izmedu njih (sI.34.12.-a), a mogu se pojacavati nasipom iIi kamenim nabacajem (sI.34.12.-b). Ovo posljednje dolazi U obzir kada su zagati pravi, pa ne postoji mogucnost da se prihvate veei pritisci vode i kada nema opasnosti od ovoga dodatnog opterecenja kosine gradevinske jame. StabiInost ceIicnog zagata sa paraJelnim zidom moze se poveeati bocnim podupiranjem. Na slici 34.12.-c, d dati su primjeri celicnog zagata na stjenovitoj podJozi.

@)

@

a odatle sirina sanduka je: (34.3.) Prijasnjih decenija, na vise velikih hidroenergetskih postrojenja, koristeni su zagati u vidu drvenih sanduka znatnih dimenzija. Tako su npr. na postrojenju "Dnjepostroj" na rijeci Dnjepru koristeni drveni sanduci sirine 18,5 m i vi sine 13,0 m, podijeljeni u vise celija velicine 2,0 x 3,0 m. (Nonveiller, 1981). Na brani Boneville, na rijeci Columbia, u SAD (White i Prentis, 1950) koristeni su drveni sanduci sirine 18,0 m i visine do 19,0 m, podijeljeni u celije dimenzija 3,60 x 3,60 m. Danas se ne koriste drveni zagati ovih dimenzija i upotrebJjavaju se iznimno, ako nema drugog Ijesenja.

34.1.4.\CELICNI ZAGArI Celicni zagati za zastitu gradevinske jame izvode se sa jednim, dva, tri, a rijetko sa vise zidova, od ravnih celicnih talpi. Kod vise zidova oni mogu biti paralelni medu sobom i tako obrazuju potreban oblik zagata u osnovi. Ponekad je vartiski oblik zida drugaciji od unutarnjeg. Kruzni oblik zagata sa unutarnjom 382

Temeljenje

S1.34.12.Tipovi dvozidnih celicnih zagata: dvozidni zagar ad djelomicno zabijenih celicnih talpi sa ispunol1l (a), isto u propusnom tlu sa ojacanim nasipol1l (b), celicni zagat no stijenskom masivll (c), isto samo sa podlogom belona i vezom za masiv (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: metalne stege (J), celicne stege (2), nasip (3), heton (4), ankeri (5).

Celicni zagati u dubokoj vodi najcesce se izgraduju od ravnih celicnih taipi, medusobno povezanih u celije, sa kruznim, segmentnim iIi drugim kombinovanim lucnim elementima u osnovi (sI.34.13.). Da bi se obezbijedilo membransko djelovanja vanjskog dijela zagata, potrebno je obratiti paZnju pri zabijanju da ne dode do iskakanja u spojevima, cime bi se eliminisalo preuzimanje vlacne sile od vertikalnog opterecenja. 383 Temeljenje

34. Zagati za temeljenje u vodi

Xl Zagati i gratfevine od nasutih materijala

Celije se medusobno mogu povezati na razIicite nacine. Na slici 34. 13.-a,b prikazane su celije sa isprekidanim cilindrima sa istim iIi razlicitim radijusom. Na spojevima cilindara zabijaju se posebne talpe u obliku slova T sa uglom na spojevina od 90°. Umjesto kruznih cilindara izvode se celicni zagati sa dijafragmama, koji imaju vecu sirinu, obicno S = 2r iii s = 2r + a (sI.34.13.-e). Spojevi susjednih celija izvode se, takoder, od speeijalnog T oblika, sa uglom od 120" . Na ovaj nacin se izjednace vlacne sile na obodu eilindra i u dijafragmama.

®

@

@ -=~v.V='~""""'':'0>IT.r\PRESJEK n-u

®

Of 7'(ffiT~ 1 45'

--

I. T90·2.2r

ekrani od busenih j na licu mjesta izlivenih sipova, koji se medusobno dodiruju iii zasijecaju (sI.34.15.); (iii) dijafragme; (iv) zagat! od medusobno povezanih cilindricnih armirano-betonskih celija i sl.

:I:

5:2r+a

T90'

o

b:r

r

TI20'

'I

S/.34.13. Zagati sa medusobno povezanim kruino - cilindricnim celijama od celicnih talpi:

,:ilindricne ce/ije medusobno povezane sa cilindrima manjeg radijusa (a), medusobno zasjecene cilindricne celije (b), cilindricne celije sa dijafragmama (c), (Nonveiller, 1981).

KruZno - cilindricni eelijasti zagati su povoljniji sa aspekta stabilnosti, jer je svaka za sebe celija stabilna i moze se puniti materijalom do vrha. Kod zagata sa lukovima i dijafragmama ne smiju se nasipati celije pojedinacno do vrha, vee sukeesivno sa razlikama u visini do maksimum 1,0 -1,5 m. Kod celicnih zagata sa dijafragmom obicno se pri rusenju jedne eelije progresivno rusi i cijeli zagat. Najveci ekonomski radijus celija zagata je oko 10,0 m.

Celije zagata treba pa.zljivo dimenzionirati na: (i) pucanje cilindricnog plasta (membrane) u spojevima taIpi, (ii) klizanje, (iii) prevrtanje oko unutarnjeg ruba, (iv) smicanje zagata po vertikalnoj ravni kroz sredinu celija, (v) klizanje u bazi eelije kroz tlo iii cjelokupne klizne povrsine ispod 6elije (vidjeti Nonveiller, 1981). Pijesak, slj?nak, lomljeni kamen iIi otpaci od opeke su pogodan materijal za popunu 6elija. Celijasti zagati mogu se koristiti na neravnom stjenovitom tlu, kao i na mehkoj glini, pijesku iii sljunku.

SI.34.14. Betonski zagati: celicne talpe i betonski zid (a), ravni betonski zid (b) i zasvedeni

sa kontraforima (c).

Betonski zagati primjenjuju se u rijecnim koritima sa krupnim samcima, kada je onemogueeno zabijanje celicnih talpi. Ovakvi zagati obicno imaju karakter potpomih zidova raznih oblika i temelje se duboko radi vodopropustljivosti terena. Zbog ovoga ceste su poteskoce oko izvodenja ovih betonskih zagata, te je danas njihova primjena sve rjeda. Pomoeu betonskih ilili armirano-betonskih sipova veceg dijametra, buseni i izliveni na lieu mjesta, jedan do drugog iii zasjeceni, izvode se podzemni ekrani za razne namjene, pa i kao zagatne stijene (sL34.15.). Njihova primjenaje najcesca u podzemlju za sprecavanje podzemnih voda i/ili kao nosivi dio konstrukcije (s1.30.l3.). Za rad u vodi koristi se najcesee u kombinaciji sa nasipom od nevezanog materijala. Tehnologija izrade ovih sipova (Benoto) data je u tacki 30.2.4.3.

®

©

34.1.5. BETONSKII ARMIRANO - BETONSKI ZAGATI ~ 100

Betonski zagati koriste se u dubokoj vodi radi zastite izrade temelja velikih hidrotelmickih i drugih objekata, cija izgradnja doZe traje. To su obicl1o: (i) ravni iIi zasvedeni potpomi zidovi, sa kontraforima iIi bez njih (s\.34.14.); (ii) podzemni 384--------------------------------------------------Temeljenje

SI.34.15. Ekran od busenih l,ipova kao zagatna stijena: sipovi na dodir (a), zasje6eni sipovi (b) i §ipovi u dva reda (c), gdje je: nearmirani prvoizvedeni sip (1), armiran sip (2), penetraciona zona (3). Temeljenje

385

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

34. Zagati za tCl11eljenje II vodi

U tacki 33.1.5. dat je opis izrade zagatnog zida od betonske iIi armiranobetonske dijafragme. Za rad u vodi njihova primjena se kombinuje sa nasutim dijelovima zagata (s1.34.6.). Umjesto celicnih cilindricnih celija koriste se i armirano-betonske celije za zagate hidrotehnickih objekata. Tako je za zagat Hidroelektrane Gorica, kod Trebinja, koristen ovaj tip zagata za zastitu gradevinske jame Brane Gorica (Bosna i Hercegovina).

"

1.75 "1.75 , ~ 1.63 ;,12

@

u rijeku, te plutajuci dopremljeni na I11jesto izgradnje zagata. Prije transporta vodol11 u unutrasnjost cilindra ugradena su tri gUl11ena cilindricna jastuka visine po 1,20 m, koji su napumpani zrakom pod pritiskom od 0,15 bara. Nakon njihovog spustanja ispumpana je voda sa sljunkom i cilindar oslonjen na st~jenski masiv (s1.34.16.). S obzirom da je bila potrebna visina zagata od 6,90 111, na ove cilindre oslonjeni su polucilindri, koji su razuprti na spojevil11a cilindara betonskim kontraforima. Oni su se mogli izvesti u suhom, jer je nakon prve faze postavljanja cilindara ispumpana voda iz gradevinske jal11e (s1.34.16.-c), Dno cilindra betonirano je pod vodom, a nakon njihovog punjenja iskopanim sljuncanim materijalom spojevi cilindara betonirani su, takoder, pod vodom, Hidroloski, hidraulicki, 1110rfoloski, geoloski, plovidbeni i drugi gradilisni uslovi utjecu na izbor tipa zagata za zastitu gradevinske jame u koritu rijeka i jezera. Na Hidroelektrani Salakovac i Grabovica na rijeci Neretvi, iZl11edu Mostara i Jablanice, koristeni su nasuti zagati od kamena i sljunka, u kombinaciji sa gIineno-betonskom i armirano-betonskol11 dijafragmom, betonskim zidom i injekcionom zavjescm u sredini nasipa. Pri gradnji hidroenergetskog i plovidbenog sistema f)erdap na Dunavu (Srbija) zbog velikih protoka, brzina i dubina, te nestalnosti vodostaja koristeno je vise tipova zagata: a) Nasip od sljuncanog i kamenitog materijala sa nepropusnil11 ekranol11 U sredini od zabijenih celicnih talpi i kontinualne betonske dijafragme; b) celijasti zagat od zabijenih celicnih talpi, sa sljuncano-pjeskovitom ispunom. Zagati su izvodeni u dvije etape. U prvoj etapi zagaceni su priobalni dijelovi, a zatim sredisnji dio korita rijeke Dunava. Pregradivanje Dunava izvcdcno je uzvodnim zagatom, u drugoj fazi, kamenim i betonskim blokovima mase od po 25 t. Ovaj kameni nasip posluzio je kao nozica za sljuncani zagat, sa zabijenim ceiicnim talpama, kao vodozaptivnim elementil11a . ,

./

,,/34.2. • \'"

S1.34, 16. Annirano-betonski cilindri zagata za Hidrocentralu Gorica, na rijeci Trebislljici: tlocrt (a) i poduini presjek (b) cilindara, te poprecni presjek zagata (c), gcije .Ie: betonski cilindar (1), polucilindar (2), beton ispunjen izmeau cilindara (3), kontl'aJol' (4), zraena pumpa (5), zapuna od iskopanog matel'(jala (6), betonska ploea (7), poklopna ploca (8), (Mikulec i Milutinovic, 1973).

111

Prefabrikovani armirano - betonski cilindri dijametra 3,50 m i vi sine 3,80 transportovani su kolicima sa mjesta izrade na obali do rijeke i kranom spusteni

386

Temeljenje

>~/

.

RAD POD ZASTITOM ZAGATA I

Iskop i betoniranje temelja, te primjena odredene mehanizacije, ovisi 0 velicini gradevine, koja se Stiti izabranim tipol11 zagata. Kod manjih objekata, odnosno zagata, jednostavnija je i manje mehanizovana organizacija na iskopu j betoniranju tel11elja. Nakon izrade zagata ispumpa se voda iz zagacenog prostora i vrsi iskop, osiguranje i ispumpavanje vode iz gradevinske (temeljne) jame. Kod manjih doticaja vode u temeljnu jamu betoniranje se vrsi u suho, a kod nemogucnosti savladavanja vecih doticaja vode betoniranje se vrsi pod vodol11. Kod velikih temeljnih jama, kao sto su hidrotehnicki objekti, potrebne su savremene metode iskopa, transporta i organizacije na vecem prostoru i vecim Temeljenje

387

34. Zagali za lemeijenje u vodi

Xl Zagati i gradevine od nasutih materijala

dubinama. Ovisno 0 uspjesnosti izvedenih zagata i njihovoj zaptivenosti, doticaj vode u temeljnu jamu moze biti lahko savladiv povremenim iii stalnim ispumpavanjem vode. Obicno se iskop, betoniranje i drugi radovi odvijaju u suborn, a sistemom pumpnih postrojenja ispumpavaju procijedne vode. Npr.: iz dosta zastieene gradevinske jame Hidroelektrane Salakovac ispumpavano je sarno 50 - 300 lis, ovisno 0 hidroloskim prilikama podrucja.

®

@

proracul1 procijednih voda i kapaciteta pumpi; (ii) proracun dijelova zagata, posebno talpi i drugih elemenata zagata; (iii) provjeru stabilnosti zagata na prevrtanje i klizanje, kako zagata, tako i prirodnog tia ispod njega. Za proraeun zagata postoji vise pojednostavljenih metoda, koje ovise 0 vrsti i tipu zagata. Neke od ovih metoda koje su poznate u literaturi obrazlozit ee se u narednom izlaganju. Proracun se u principu provodi na sliean nacin opisan u poglavlju 33., sarno se serna opterecenja na zidove zagata djelomieno razlikuje.

34.3.1. HIDROSTATICKE I HIDRODINAMICKE SILE Zbog ispumpavanja vode iz temeljne jame javlja se razlika u nivoima vode iza i ispred zagata. Proracun strujnog pritiska, izazvanog tecenjem vode kroz tlo provodi se na bazi definisanja strujne mreze za svaki konkretni slucaj. Potrebna najmanja dubina (D) zabijanja talpi zagata odreduje se takoder iz strujne mreze, na nacin da se zadovolji uslov za sigurnost od hidrauliekog sloma. Za neke slucajeve moze se na jednostavan nacin dobiti potrebna dubina zagata. Pri kretanju vode sa veceg na nizi nivo voda savladava otpore u tlu na putu (L) do nivoa u zastieenom prostoru. Za stabilnost zemljista uzima se najkraei put, SI.34.17. iJpumpavanje vode iz temeljne jame: unutar zagata sa povrsine terena (aJ, spustanje nivoa vode u tlu izvan gradevinske jame (b), gdje je: beton (1), nasip (2), metalne talpe (3), kanal za pumpanje vode (4). cjevovodi za vodu (5), temeljnajama (6), razupore (7).

koji daje najveei hidraulicki pad

~K = ~). Uslov sigumosti sloma tla, uzimajuei

koeficijent sigumosti (F.), dat je poznatim izrazom (sI.34.18.): iK

= ~ = y ~'F w

Ispumpavanje vode iz gradevinske jame, koje poCinje odmah nakon zavrsetka zagata i protufiltracionih ekrana, veoma je znacajno zbog ekonomicnosti rada bez prisustva vode, a uticajno je i na stabilnost zagata i cijele crradevinske jame. Obicno se zagati dimenzioniraju na manji rang voda (dvo, tro iIi ;etogodisnji rang voda), jer bi na veei stepen osiguranja trebalo izgradivati veoma visoke zagate. Radi ovoga se kod nekih zagata (nasutih) vrse osiguranja pokosa za slucaj prelijevanja i potapanja gradevinske jame, a ostavljaju i posebni otvori, za eventualno kontrolisano upustanje vode u gradevinsku jamu. . Nakon izgradnje zagata iz cjelokupnog prostora se sistemom pumpi Ispump.a voda ~z sticenog prostora do kote nesto nife od kote temeljenja. SUkC~SlV?? s~. ~s~opom temelja kopaju se i jame za usisnu korpu pumpe u temelJnoJ Jaml lill! u prostoru izmedu zagata i temeljne jame (sI.34.17.-a).

.

(34.4.)

s

Za sIucajeve na slici 34.18. su najkraei filtracioni putevi (L) i najmanja 5irina (b), odnosno dubina (D) za:

@ G.HY.

H :. ' . "

.,.

o

:: u

"-'

- '---,

~---:;

u

/---b--l

34.3. DlMENZIONlRANJE ZAGATA .. Dimen~!oniranjem zagata treba obuhvatiti: (i) hidrauiicki proracun, kOJlm se defimse potrebna najmanja dubina da ne dode do hidraulicnocrb sloma, te 388----------------------~~----------------------~

Temeljenje

S1.34.18. Sematski prikaz elemenata za hidraulicki proracun: drveni zagat sa horizontalnim lalpama (a), zabijeni dvoslruki zidovi zagala od celicnih talpi (b), zagal sa tri zida celicnih talpi (c).

389

34. Zagati za tcmeljenje u vodi

XI Zagati i gradevine ad nasutih mater(jala

.

H

H

y'

(34.5.)

=b;l=-;-=--, b b Yw'F, te je sirina (b) da zadovolji stabilnost tla: b=H·Fs·yw. a)

~

(34.6.)

y'

b) L2 =h+b+2D; i=

H

;

H

h + b + 2D h + b + 2D

=-y-'Y w • F,

(34.7.)

uzima se da djeluje do ~jesta ukljestenja i to raspodjeljen tako da poJa djclujc na vanjski (1), a poJa na unutarnji zid (2) zagata. Pritisci v~de sa un~tal:nje stra~e ~e uzimaju se u obzir, dok se pritisci od ispune ~zmedu z~d~va .uzlmaJu da dJehlJu jednako na oba zida ito, takoder, do mJesta ukIJeste~Ja, sa .trougl~s~om raspodjelom pritiska po dubini (s1.34.19.-a). Realnije je uzetl raspodjelu pntlska prema slici 34.19.-b, posebno kod sirokih zagata.

®

@ z

z

1

a dubina zabijanja talpi:

D =~(H' Fs 'Y w -h-b). 2 y'

(34.8.)

(34.9.)

Dubina na nizvodnoj strani je: D2 -_H·F,·Yw y'

a=

D

F. }

j.

~2 +(h+ D2 - DrY'

(34.10.)

Kada je usvojena dubina (D), time je odreden i hidraulicki pad (i), te se mogu izracunati pritisci na zidove zagata. Kao i kod jednozidnog zagata - pribqja i kod dvozidnog zagata moze se odrediti hidrodinamicki pritisak vode. Raspodjela pritisaka na zidove zagata moze se definisati na vise pojednostavljenih nacina, od kojih ce neki biti obrazlozeni u narednom izlaganju.

34.3.2. PRORACUN DIJELOVA ZAGATA

Talpe su najvainiji elementi zagata koje treba dimenzionirati. Kod drvenih zagata dozvoljava se jednostavan i priblifun nacin tretiranja, kako opterecenja tako i rada konstrukcije. Talpe su izlozene savijanju i za njihovo dimenzioniranje iznalazi se najveci moment sav~janja. Kada su drvene talpe u zidu zagata postavljene horizontalno, njihovo dimenzioniranje je jednostavno. Proracuna se najveci moment savijanja talpe, oslonjene na jednak razmak vertikalnih stupova, a za opterecenje vodom i tlom. Kod dvozidnog drvenog zagata uzima se da su taJpe u dva zida medusobno zglobno vezane kljestima na vrhu zagata. Staticki se pretpostavlja da se zagat sastoji od dva zida uklijeStena u tlo na D = 1,0 m dubine, a u vrhu vezana zategom opterecenom sarno aksijalnom silom zatezanja. Pritisak vode sa spoljnje strane 390

-I

I-a,

Temeljenje

SI.34.19. Sematski prikaz sistema i opterecenja zagala: staticki uprosceni sistem i opterecenje zagala (a), realniji pritisci ispune na zidove zagata (b).

Prema pretpostavljenom statickom sistemu i optere6~~j~ n~ sli~i 34.19. izracuna se sila u zatezi (2) i momenti savijanja konzolno uldlJestemh zldova, na bazi izjednacavanja defonnacija oba zida u vrhu, tj.: 01 = O2 , Sistem je jedan put staticki neodreden i za nepoznatu uzima se sila (2) u zatezi (klijestima). Defonnacije zida 1 (0 1 ) i 2 (0 2 ) poznate u teorij i elasticnosti su:

o = _1 [ 1

Ell

. (H + D

o =_1_[ 2

El2

30

PI

+ Z (H + D Y]; 3

(34.11.)

o.(H+D)4 _z(H+DY]; P-

gdje je opterecenje na mjestu ukljestenja: Pw . PI

t

=2- Pa'

30

P2

Pw + =2 Pa , a

3

(34.12.)

E - modul elasticnosti; I i 12 - momenti inercije talpi 1 i 2. I~jednacenje deformacija, uz zanemarivanje istezanja u zatezi, dobije se nakon sredivanja sila u zatezi: --------------------------~T~e-m-e~lje~I1~~e~-------------------------391

34. Zagali za terneljenje u vadi

XI Zagati i graaevine od nasutih materiJala

z == H + D

P2 ./1 - PI ./2

11 + 12

10

.

(34.14.) 6 Iz ovih izraza za momente savijarlja dobit cemo M 2> M), a time i debljinu d 2 > d 1 • Obicno se usvajaju iste dimenzije tal pi, zbog cega je ispravnije uzeti 11 == 12 , sa silom u zatezi:

@

®

(34.13.)

®

Dc=~tg{45'''''/2l

H

r--=~~--------------~

Z==H+D

20

(34.15.) Sl.34.20. Zagat sa dva reda zabijenih talpi sa nasipom i zategom, sa razuporama

(34.16.)

(r;,p2'~): popreeni presjek sa oznakama (a), serna opterecenja za proracun uzvodnog (vanjskogj zida (b), serna opterecenja zo flizvodni zid (c), gdje su dijagrami: hidrostatskog pritiska (1), aktivnog (2) i pasivnog pritiska (3) (Nonveiller, 1981).

(34.17.)

Postoje i druge seme opterecenja za proracun dijelova zagatne konstrukcije i u literaturi se preporucuje Kreyjeva (Kreijeva) serna opterecenja za celicne zagate (s1.34.21.)

teje:

Potrebna debIjina talpe (drvene) bit ce:

r' 1

d ==(

~~;

gdje je b sirina od 1,00 m, a (J - dopusteni napon za materijal talpe. Dubina zabijanja, koja je potrebna radi staticke stabilnosti tla ispod zagata, moze se provjeriti i drugim semama opterecenja koja su data u svjetskoj literaturi. Na slici 34.20. dati su dijagrami opterecenja na zidove zagata, pretpostavljajuci svodno djelovanje, kao u silosu za zito. U uskom prostoru izmedu zidova zagata dijagram akti vnog pritiska (p A) se reducira. Do dubine gdje kriticna ravan sloma,

®

45° + j{ ,sijece od polovice sirine zagata ( B;{) zid zagata, na dubini Dc == B){ tg( 45° + %), aktivni pritisak raste linearno (s1.34.20.-b i c). Od

pod uglom

qJ A

==

ove dubine aktivni pritisak ima konstantllu velicinu na vanjskom i unutarnjem zidu zagata. Takoder se pretpostavlja da hidrostatski pritisak unutar zagata djeluje polovicom intenziteta

(PJi'j na vanjsku, a drugom polovicom na unutarnji zid

zagata. Sile u zategama (2) i u razuporama racunaju se na prije iznesen naCin kod proracuna ankera i sila u razuporama. Ovakav proracun provodi se obicno kod celicnih zagata, dok se za drvene zagate primjenjuju iznesene pojednostavljene seme opterecenja. 392----------------------~-------------------------

Temeljenje

-I S1.34.21. Serna optere(;enja dvozidnog zagata po Kreyju: presiek i dimenzije zagata (a), opterecenje na vanjski (b) i unutarnji zid zagala (c). (Kostic 1968). -------------~T,=-e-rn-e-:-:lje-n-:je-.- - - - - - - - - - - - - -

393

34. Zagati za

Xl Zagati i gradevine ad nasutih materijala

temcljcl~ie

Sa opterecenjem sa slike 34.21. odreduju se momenti savijanja zida 1. i 2. i dimenzionira analogno prethodnim slucajevima. Tacniji proracuni provode se prema teoriji koja uzima u obzir deformacije zidova, raspodjelu pritisaka duz zidova koja odgovara deformacijama, uzimajuci u obzir otpornosti tla i izmedu zidova zagata.

34.3.3. PROVJERA STABILNOSTI ZAGATA

@

@

H3 1 3 1r 3 3 J Mv =Yw ·-+-yD KA =-lYwH +y·D ·K A 6 6 6 Moment unutarnjih sila: b b 1 " a) M =G ·-=b·H .y- ·-=-Hb"y-· II 2 2 2 I' I

b b b) Mil = (G1 +G2 )·"2= [b(H - D)·Yi +b.D.y]"2; b

2

Mu =2[(H -D)'Yi +D·yJ ~

Uslov stabilnosti bit ce ispunjen ako je koeficijent sigurnosti: a) Fs = Mu =1,50-2,00;

Mv

b)

j

Mv Sigumost na smicanje, odnosno klizanje ispituje se na kontaktu sa tlom (sI.34.22.-a), odnosno na kontaktu sa cvrstom podlogom (sI.34.22.-b). Vanjskim horizontalnim silama ( Pw ' odnosno Pw + PA ) treba da se suprotstavi sila trenja:

Vanjske horizontalne sile prema skicama (34.22.-a, b) su:

0

1

H2

H- OW

_I

(c).

Da bi postojala stabilnost na smicanje, faktor sigumosti treba da iznosi: T 2b·y1 ·tg((J a) F =_= S

b) F, =

394

(34.22.)

H2 1 b) Pw+PA =Yw-T+"2Yi·D2.KA'

S/.34.22. Opterecenje zagata za ispitivallje stabilllosti: drveni zagat sa horizontalnim talpama (a), zagat oslonjen na stijenski masiv (b), zagat sa zabijenim lalpama

~

(34.20.)

F, = M u = 1,50-2,00.

a) Pw =Yw'T; I_

(34.19.)

a) T = G· f = b· H·Yi ·tg((J; } (34.21.) b) T = (GJ +G:J f = [b(H - D ).Yi + D·Y] tg({J.

;:®--' ~::!lB~· 1(;·-- - -

(34.18.)

~

Zagat treba da zadovolji uslove stabilnosti, kako sarna njegova konstrukcija, tako i zagat zajedno sa tlom, koje je izlozeno opterecenjima od pritiska vode i tla. Stabilnost tijela zagata provjerava se na: (i) klizanje po podlozi, (ii) prevrtanje oko unutrasnjeg ruba, a kod celijastih zagata i (iii) pucanje cilindra po spojevima izmedu celicnih talpi, te (iv) smicanje zagata po vertikalnoj ravni. Provjera stabilnosti zagata i tla sa zagatom vrsi se na slican nacin kao i kod ostalih potpornih konstrukcija, odnosno klizanja kosina. S obzirom na zajednicko djelovanje dva zida i ispune izmedu njih, lahko je uocljivo da je moguce ostvariti dovoljnu sigurnost i dovoljne otpore za ravnotezu sila koje djeluju na zagat. Problemi mogu nastupiti kod uskih, a visokih zagata. U ovome slucaju potrebno je talpe zabiti dublje kako bi se aktivirao sto veci otpor tla iza oba zida zagata. Kod jednostavnih slucajeva, kao !ito su npr. drveni zagati sa horizontalnim talpama, iIi zagati na cvrstoj podlozi, mogu se na jednostavan nacin provjeriti stabilnost na prevrtanje i klizanje, odnosno smicanje po tlu (sl.34.22.-a, b). Prevrtanja oko tacke 0 (sI.34.22.-a), koje izaziva pritisak vode (Pw), iIi pritisak vode i aktivni pritisak (Pw i PA) na zagat (sI.34.22.-b), dobije se iz uslova:

u vodi

L.Mo=O Moment vanjskih sila: Temeljenje

P

Y._· H

w

)

;

_

=2 [b(H ;D). -JL~~/·y].tg({J. P,,, + PA H -Yw + D j i . KA

(34.23.)

T

--------------~~~---------------------3~

Temeljcllje

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

34. Zagati za temeljenje u vodi

Iovaj faktor sigumosti iIi koeficijent sigumosti Ks moze iznositi od 1,5 2,5, sto ovisi 0 tr~nosti zagata, znacaju objekta, osobinama tla, hidroloskim i drugim gradilisnim uslovima. U slucaju zagata sa paralelnim zidovima zabijenim u slabo vezano tlo (s1.34.22.-c) treba takoder provjeriti sigumost na smicanje i prevrtanje. Iz uslova ravnoteze horizontalnih unutarnjih (pu) i vanjskih (pv) sila dobije se faktor sigumosti (F,) na smicanje (klizanje) po horizontalnoj ravni kroz tacku 0, u obliku:

neposrednoj blizini unutamjeg zida zagata (sI.34.23.-b). Ova ispitivanja provode se prerna metodama datim kod razmatranja stabilnosti prirodnih padina i kosina (pog!. VI). Na slici 34.23. dat je sematski prikaz ispitivanja tIa po krufuoj kliznoj povrsini.

(34.24.) gdje je:

~

pritisakvode: IPw=±rw'H2; 2Pw=H·D·rw;

~ silatrenja: T=(G1+GJtg
~ =1(pp - p~)'D= ~

pasivni otpor tla:

=1r·

(34.25.)

cilindricne ravni: dvozidni zagat sa elementima za ispitivanje stabilnosti (a), dvozidni zagat sa temeljllom jamom do unutarnjeg zida (b), trozidlli zagat (c).

d[ti(4SO +;;)-ti(4SO - ;;)}

Ovako dobiveni faktor (koeficijent) sigumosti treba da se nalazi izmedu 1,50 i 2,00.

Iz uslova (sL34.22.-c), tj.:

LM

0

SI.34.23. Sematski prikaz ispitivanja stabilnosti zagata sa tlom, pomoi:u kruino -

= 0 dobije se faktor sigumosti na prevrtanje oko tacke 0

Iz momenata vanjskih sila (M J i momenta unutamjih sila (M u), oko centra rotacije 0 (s1.34.23.-a) dobit ce se koeficijent sigumosti (Fs) na klizanje po krufuoj povrsini u poznatom obliku: M

Fs =_u ;:::1,50-2,00; Mv

M F, = _ u ;::: 1,50- 2,00; . Mv

(34.26.)

gdje je:

moment vanjskih sila: M v =

~ moment unutamjih sila:

r ~H 2 ( D + ~ ) + Y w • H . ~2

Mu = (G1 +G2)'~+ Pp ' D ;

3

(34.27.) );>

. . Pp=±(Pp-pJ·D= paslvm otpor tla: 2 =1r· D 45() +

[ti(

;;)-ti(45" - J{)}

~

tezinatlainasipa: GJ=b·H·Yi; G 2 =b.D'r. Stabilnost zagata protiv prevrtanja i klizanja po pretpostavljenim kliznim ravnima treba provjeriti, posebno kada se temeljna jama nalazi u

396

Temeljenje

"T· T[(%)' +( ~ )'

"

moment unutamjih ,ila olpomo M"

~

moment vanjskih sila: M v =

~

sila trenja: T =

~

masa ispune i tla: G = G1 + G2 = b . H . Yi + ( 2r.

~

masa vode: Pw =YwT'

w

2

J: I

gdjeje:

~

(34.28.)

r "

p{ ~ + ~ ) ; (34.29.)

(G1 + Gz'ftg
~ + r~7T: }

;

HZ

Ovako dobiven koeficijent sigurnosti ne treba biti veci od 1,50 - 2,00. Celijaste celicne (i betonske) zagate treba, pored provjere stabi1nosti na prevrtanje i klizanje, dimenzionirati i na pucanje cilindricnog omota po Temeljenje

397

XI Zagat; i gradevine od nasutih materijala

34. Zagat; za Icme/jenjr 11 \lodi

spojevima talpi i na smicanje zagata po vertikalnoj ravni kroz sredinu celije. Prema slici 34.24.-a moze se za element povrsine A, obima a i visine dz napisati, iz uslova ravnoteze izraz u obliku: A·y· dz = A· (O"v +dO"v)- A '0"" + O:rzh ; iii A{O"v + y. dz)= A{O"v + dO"v + a.Ko . 0"1' . tgo} jer je: O"h = Ko

'0"1'; Tzh

= Ko

'0"1'

(34.30.)

·tg8; e =0.

Z = O"h . r. (34.35.) Najveca vlacna sila pojavljuje se na dnu zagata ako je na stenovitoj podlozi (s1.34.24.-a). Kada su talpe zabijene u tlo, pasivni otpor smanjuje vlacnu silu za oko 0,25 Hod terena (sI.34.24.-b), Vlacna sila, kqju mogu izddati taJpe na

spoju, iznosi 20 - 30

k%

em

2'

sto ovisi

0

tipu spoja talpe (Nonveiller, 1981). Ove

podatke obicno daju proizvodaci celicnih talpi. Iz uslova ravnoteze horizontalnih sila (p'",T,Pp ) moze se dobiti izraz za koeficijent sigurnosti (F,) na smicanje (kJizanje) u obliku (sL34.24.-c):

Usvajajuci odnos: A

M

2

r n

r

=a =2m ='2'

(34.31.)

dobije se, nakon sredivanja, diferenei'alna 'ednadzba ravnoteze u obliku: dO"v Ko s: =y -M'O"v ·tgu .

dz

(34.36.)

odnosno: T+Pp F,=-p-'

(34.32.)

w

gdjeje: Rjesenjem jednadzbe 34.32. dobije se izraz za vertikalni napon: M

0" v

[

=y--- l-e Kotg8

-

Ko M

.z.tgo] '

~

(34.33.)

~ );>

pasivni otpor tla: Pp =l..y. D2Kp +2eD,fK;; 2 masa zagata: G = B· H . Yi ;

);>

1 2 masa vode: Pw ='2YwH

a horizontalni napon: M [

O"h = y - l-e tgO

- Ko .z.tgo] M

.

(34.34.)

® ,N.V.

r-2r---j I

T

T

OJ5H

H

~

B2n

sila smieanja: T = G· tg

Za ovaj uslov ravnoteze uzeta je sila na jedinieu duzine zagata u horizontalnom smjeru. Za smicanje po podlozi odabire se koefieijent sigurnosti iznad 1,25. Sigurnost na smicanje moze se povecati povecanjem sirine zagata (B) iii dodatnim opterecenjem nasipom sa nizvodne strane (sI.34.24.-c). Sigurnost ceiijastog zagata na prevrtanje (51.32.25.-a) postize se ako je sirina zagata (B) tolika da se ne pojavljuju vlacni naponi ITa uzvodnoj strani u ravni temelja. U ovome slucaju rezultanta svih sila prolazi krozjezgro presjeka, odnosno u krajnjem sIucaju kroz ivieu jezgra udaljena ravnotezi momenta oko tacke

Sl.34.24. MoguCi mehanizmi sloma i smicanja cilindricnih zagata: na stijenskom masivu sa diferencijalnim e1ementima (a), zabijen zagat sa v1acnom si10m Z na 0,75 H (b), smicanje zagata po podlozi (c).

(34.37.)

% od sredine zagata, pa ce prema

a biti:

Fs . Pw • z - H . B . Yi

. :

-

Tj • B -

(pp -

PA ).

~ = 0,

(34.38.)

odnosnokoefieijen.~t~s~i~gu~rn~o~s~ti~:__________________~

B'

D

H .B·Yi·(;+7; .B+(pp -PA )·3 Koeficijent Ko uzima se da iznosi 0,8, a ugao 0 = 38° - 40° , za ispunu od sijunka. Vlacna sila u prstenu, na jedinieu visine, bit ce: 398 Temeljenje

~=------~~------------~

P".' z

Temeljenje

(34.39.) 399

Xl Zagati i grailevine od nasutih materijala

@

34. Zagati za temeljenje u vodi

Ako zanemarimo ucesce sile Tj, koja nastaje zbog aktivnog pritiska sa vanjske strane zagata, bit ce izraz za sirinu zagata:

@

Z

B=3:....· F = - 2 ·Fs •

f

s

(34.43.)

tg «Ji

3

Za ovaj slucaj usvajamo faktor sigurnosti izmedu 1,10 i 1,25 (Nol1veiller, 1981).

Smicanje zagata po vertikalnoj ravni kroz njegovu sredil1u potrebno je provjeriti prema crtezu na slici 34.25.. -b. Raspodjela napona ad momenta Pw ' z na bazu celije data je na istoj skici, iz koje proizlazi izraz za raVl10tezu sa faktorom sigurnosti (F,) u obliku: 2 FS ·z·pW =-·B·V 3 ' (34.44.) odnosno vertikalna sila:

···1···

nnt;13:1! F-=-i

o

1ir ~

v = 3Fs ' z· Pw • 2B 20' 30' 40" 50'

S1.34.25. MoguCi mehanizmi sloma i prevrtanja cilindricnog zagata: prevrtanje celije oko nizvodne stope (aJ, smicanje kroz celiju (b), klizanje i prevrtanje celije u bazi prema Brinch Hansenu (1953) sa semom sila i plohom sloma (c), poligon sila za proracun koejicijenta sigurnosti (d), dijagram koejicijenata C i ugla f3, ovisno 0

Ukupl1a sila otpora smical1ja u ravl1i simetrije bit ce: T3=i T3+73 '

l, - otpor smical1ja u ispul1i celijastog zagata; I~

(34.41.) te je iz uslova ravnoteze:

iIi:

(34.42.) 400

Temeljenje

(34.45.)

gdje je:

uglu cp(e), (Jelinek i drugi, 1967).

Sigurnost na prevrtanje moze se izracunati iz otpornosti tla na trel1je u zagatu (TJ, koja sprecava da se zagat izdigne na val1jskoj strani, gdje djeluje hidrostatsko opterecenje (s1.34.25.-a). Sila trenja uz stijenske celije bit ce: T2 = Pw ' f . (34.40.) Za koeficijent trenja izmedu stijenke zagata i materijala moze se uzeti da iznosi:

}

-

otpor smical1ja na spojevima talpi.

Otpor smicanja u ispuni zagata bit ce: H ;T3 =ah ·-·tg«J, 2

(34.46.)

gdjeje:

a h = a vK A' = y; . H . K A' - horizontalni napon na element ispune; a v = Y. H - vertikalni napon na element ispune na dubini H; 2

cos «J - - - -2' - - koeficijent bocnog pritiska dobiven iz razmatranja 2-cos «J elementa tia ispune na simetriji zagata, sa vertikainim (a J, horizontalnim (a h) i smicucim naponima (r), putem Mohrove kruznice sloma (Nonveiller, 1981). Iz ovih podataka proizlazi ukupni otpor smicanju ispune:

i~=1Yi·H2'KA'·tgCP. Temeljenje

(34.47.)

401

34. Zagati za 1f'lIll'ljenjl' /{ podi

Xl Zagati i gradevine od nasutih materijala

Prema literaturi (Nonveiller, 1981), iskustvima i mjerenjimana izgradenim zagatima uzima se da ukupna vlacna sila (Z) na spojevima talpi iznosi poIovicu aktivnog pritiska pri dnu celije, pomnozena sa

1 3 Z = 2Yi . H ."4(H -

i4

slobodne visine (sI.34.25.-b), tj.: B

D)KA "2'

(34.48.)

odakle je sila trenja na spojevima talpi: (34.49.) rT3=Z·f· Izjednacenjem vertikalne sile V (jedn.34.44.) i sile trenja T3 (jedn. 34.45.) dobit ee se faktor (koeficijent) sigumosti za otpor smicanja zagata u ravni simetrije u obliku: F = CT3+r TJB (34.50.) s 1,5. z· Pw •

(34.53.) W =y. B· (H +D-B'C), Ispuna zagata je obicno od sljunkovito-pjeskovitog materijala iIi lomljcnog kamena. Zbog filtriranja vode kroz zagat treba na nizvodnoj strani eelije obezbijediti dovoljan broj drenainih otvora radi slobodnog oticanja vode, cime se sprecava pojava uzgona i strujnog pritiska. Ovi drenaini otvori moraju biti zastieeni filtarskim slojem, kako ne bi doslo do ispiranja finih cestica iz ispune. Na bazi iskustvenih podataka prosjecna \inija zasieenja u propusnoj ispuni ima nagib 1: 1, ako sa unutrasnje strane ima dovoljan broj drenaznih otvora. Ako ovo nije slucaj, nagib se uzima da iznosi 1:2. U jednadzbe koje tretiraju ispullu jedinicnu tezinll treba uzeti za zasieeni (y materijal iznad linije zasieenja i

J

potopljenu (y') ispod ove Iinije. Temeljenje u vodi bez zagata izvodi se na vee opisani nacin pomocu bunara, kesona i sipova.

Uvrstavajuei izraze za l3Gedn.34.47.) i l3 Gedn.34.49.) u jednadzbu 34.50. dobije sefaktor sigumosti, koji treba da bude izmedu 1,10 i 1,25. BrinchHansen (1953) je dokazao da zagat klizi i prevree se po konveksnoj kliznoj povrsini koja se obicno aproksimira Iogaritamskom spiral om (sI.34.25.-c). Na zagat djeluju horizontalne sile od hidrostatskog pritiska (pw) i aktivnog pritiska (PA ) na dio ukopanog zagata i to u istom smjeru, amasa zagata (G) iznad klizne povrsine i pasivni otpor tla (pp) ukopanog zagata na nizvodnoj strani u suprotnom smjeru od hidrostatskog pritiska. Usvajajuei vise kliznih ravni u spiralnom obliku, moze se pom06u poligona sila (s1.34.25.-d) dobiti najmanji moguei otpor (wPj). Faktor sigurnosti protiv prevrtanja i klizanja zagata ustanovljuje se kao odnos izmedu mogu6e veIicine horizontalnih sila (wPr) i stvamog hidrostatskog pritiska

(pw)' tj.: F,

wPJ =p'

(34.Sl.)

w

Pomoeu pribIizne metode, koje su dali Jelinek i Ostermayer (1967), moze se konstruisati pol spirale (0) i iznaei tezina odsjecka izmedu logaritamske spirale i tetive A - B (sI.34.25.-c). Kroz tacku A povuce se pravac pod uglom a = 45(J

i radijus vektor

(ro)

iz tacke B pod uglom

/{

f3 . Na dijagramu slike 34.25.-e data je

ovisnost ugla f3 0 uglu smicanja materijala ispune iii tla (cp) 1I koje su zabijene talpe. Na istom dijagramu dat je i koeficijent C pomoeu kojeg se izracuna masa tla izmedu odsjecka A B i spirale pomoeu izraza: 2 ~ =y·B ·C. (34.52.) Ukupna masa materijala iznad plohe sloma u oblikll spirale, bit ee: 402

Temeljenje

Tl'l11l'ljenje

403

35. Gratlevine ad nasutih materijala

35. GRADEVINE on NASUTIH MATERIJALA Pod nasotim materijalom ovdje podrazumijevamo sve vrste iomljenog kamena, kamena drobljenca, kamene sitneii, sljunka, pijeska, gline, zemlje i njihovih mjesavina. Dni mogu biti prirodni iii vjestaeki pripremljeni rasuti materijali, koji se na prikladan naein ugraduju mehaniekim zbijanjem unutar popreenog presjeka zemljanog, zemljano - kamenog, iii kamenog nasutog objekta. Gradevine, odnosno vjestaeki objekti od ovih nasutih materijaia, mogu imati razne namjene, eemu je prilagoden raspored ovih materijala unutar poprecnog presjeka objekta.

35.1. UVOD, DEFINIClJE I HISTORIJA GRADENJA Danas se najeesce pod pojmom nasntih gradevina podrazumijevaju vemd ~ naslpl za razne potrebe u gradevinarstvu i rudarstvu, i brane kao stalne iii' privremene gradevine, kojima se pregraduje rijeeno korito radi akumuliranja vode za dobivanje energije, natapanje, reguliranje protoka, snabdijevanje vodom kao i za druge visenamjenske svrhe. Posijednjih decenija brane se izvode za flotaciju jalovine iii za odlaganje rudarskog otpada. Nasutim kamenim iIi zemljanim materijalima vrse se razna nasipanja sa ciljem stvaranja solidne podloge gradevinama, a za ta nasipanja vaie odredena pravila kao i kod izrade nasipa i brana. Danasnji stepen nauke i tehnike izvodenja objekata od nasutih materijala omogucio je izvodenje velikih nasipa i bran a u relativno kratkom vremenu gradenja uz sve povoljnosti koje pruzaju ovakvi lokalni materijali i terenski uslovi. U popreenom presjeku nasipi su trapezastog oblika, a visina nasipa, sirina u kruni i u temeljima nasipa ovisi 0 namjeni, vrsti materijala, pokosima, nacinu gradenja, podlozi, i 0 potrebnoj sigumosti od sloma kosina i eroziji. U osnovi, pod nasi pima podrazumijevamo vrlo dugacke nasute objekte relativno male visine, a koji sluze za regulaciju vodnih tokova i izgradnju saobracajnica. Nasute brane su kratki visoki nasipi kojima se pregraduju vodni tokovi i doline u ciIju akumuliranja voda za razlieite potrebe. Prema medunarodnoj klasifikaciji postoje visoke i niske brane. Visoke brane su prerna definiciji one kojima je vis ina od temelja do krune brane viSa od 15,0 m, odnosno one vise od 10,0 m, ako su duze od 500 m po kruni; ako jezero sadr.zi vise od 100.000 m3 vode, iIi ako preko preljeva treba propustiti vise od

,3/

2.000 m/s . I brane na kompiiciranim terenirna iIi koje imaju druge izuzetne

karakteristike srnatraju se visokim branarna (Nonveiller, 1983). Temeljenje

405

Xl Zagati i graaevine od nasutih materijala

35. Graaevine od nasutih materijala

Pomocnc iii privremene brane, sluze za skretanje rijeka u fazi gradenja brana i spadaju u kategorije visokih brana, ako njihove dimenzije i druge karakteristike se ukJapaju II navedene kriterije (s1.35.12.). Prilikom eventualnog prelivanja i ftlSenja ovih bran a dolazi do plavljenja samoga gradilista, sto moze imatj dalekosezne posljedice i za sire nizvodno podrucje. Niske bnme Stl prema definiciji sve one brane nize od 15,0 m, odnosno 10,0 m. Obicno su to privremene iii stalne gradevine k~je skreell vodu iz prirodnog korita pri temeUenju objekata u kanale za navodnjavanje iii sluze za regllJaciju korita i sl. Ovdje spadaju razni odbrambeni dugacki nasipi uzduz rijeka kojima se sprecavaju popJave i sarno su povremeno izlozeni maksimalnom optereeenju. Kao i kod mnogih inzenjerskih konstrukcija, tako i kod nasipa, posebno brana, osnova za projektovanje je prethodno saznanje i moe analitickog studiranja. Posebno gradilisni uslovi imaju veei uticaj na projektovanje brana nego kod mnogih drugih inzenjerskih konstrukcija. Na datom gradilistll obicno je mogllee isprojektovati razJicite tipovc brana koje mogll zadovoljiti i sigumosne i ekonomske uslove, te postoje siroke moguenosti da inzenjer var~jantise i usvoji najpovoljnije ~jesenje. Kolicina, tipovi i lokacije materijala za izvodenje nasipa, odnosno brana, mogll imati dominantnll ulogu na rjesenje kao i prirodni uslovi temeljenja, klime regiona, te rok gradenja, velicina i oblik doline. Ovim poglavljem bit ce pretezno razmatrane nasute niske i visoke brane, koje se grade od rasutih materijala kao i nasipi za druge namjene koji se detaljnije izucavaju u drugim gradevinsko tehnickim disciplinama. Pored poznatih termina: Kruna, kosina, os, bokovi, temelj i tijelo brane, koristit ee se U ovim izlaganjima i pojmovi: visina brane, visina i kota uspora. Visina brane uzima se da je jednaka odstojanju izmedu prvobitnog nivoa terena i najvise kote krune brane iIi altemativno: odnos izmedu dna iskopa za temelje u osi brane i krune brane. Visina uspora je razlika visine izmedu srednjeg iii minimalnog nivoa vode u vodotoku prije gradenja objekta i najviseg racunskog nivoa vode u budueem Jezeru. Kota uspora .Ie nivo vode u akumulaciji na uzvodnoj strani brane (Nonveiller, 1983). Historijski zacetak prcgradivanja rijeka vezuje se za dabrove. koji su prije covjeka pravili usporne brane. Veoma spretnim obaranjem stabala na poprecni tok rijeke stvarali su prepreku od stabala i granja i pri tome formirali vjestacko jezero potrebno za njihov zivot. Najstarije organizovane zajednice proslih civilizacija boravile su u dolinama rijeka, gdje su koristiJe prirodni tok vode za poljoprivredne kulture j zivotnu egzistenciju. Kada prirodni tok nije zadovoljio veeu proizvodnju hrane, pravili su nasipe za zastitu od poplava i kanale za regulaciju i transport vode za natapanje. J1istorija .Ie zabiljezila da su Sumeri, prije 8500 godina u Mezopotamiji, organizovano natapali zemljiste u susnim periodima i bran iIi se od poplava u 406

Temeljenje

vrijeme velikih voda u dolinama rijeka Eufrata i Tigrisa. Asirci i Babilonci i civilizacije starog Egipta razvile su uz dolinu Nila sisteme za odbranu od pop lava, brzu odvodnju, odnosno natapanje, za sto je bilo potrebno imati tehnickog umijeea. Tradicija zahvata prirodnog vodnog toka za poboljsanje uslova koristenja poljoprivrednog zemljista, na bazi cega se razvijala nasa civilizacija od najstarijih vremena, vezanaje ne samo za Srednji Istok, vee i za Indiju, Kinu, Japan, Spaniju i rnnoga druga mjesta u svijetu. U driavi Madras, u Indiji, izgradeno je npr., izmedu 500. i 1800. godine n.e., oko 20.000 pretezno nasutih brana za regulaciju dotoka vode za navodnjavanje (Nonveiller, 1983). Veliki broj ovih brana i akumulacijajos i danas sluzi prvobitnoj namjeni. U Kini i Japanu, gdje su za uzgajanje rize potrebne velike kolicine vode, irna vise hiljada starih brana, oct kojih su rnnoge j danas aktivne. Rirnljani su od davnina poznati kao iskusni hidrotehnicki grad itelj i, posebno u domenu izgradnje vodovoda za snabdijevanje naselja vodom. U prvom i drugom stoljeeu n.e., Rimljani su izgradili, u blizini mjesta Merida, dvije zemljane brane, za snabdijevanje vodom iz vjestacke akumlllaeije sadrzine 3,5 hm 3 , odnosno 10,0 hm3 . Zemljane brane visine su 12,0 m i 20,0 m, duzine 427,0 m, odnosno 200,0 m i imajll vee elemente savremenih nasutih brana (Nonveiller, 1983). Srednji vijek se ne odlikuje izgradnjom nasutih, vee zidanih niskih brana, kao sto je to slucaj u Spaniji i drugim zemUama. U novijem vijeku pocinje izgradnja nasutih brana i medu prve ubraja se brana Ontigola u Spaniji, visine 6,0 m i duzine 280,0 m, sagradena 1561. godine. Pocetkom XIX vijeka pocinju se masovnije graditi nasute homogene brane u Francuskoj, SAD i drugim zemljama. Brii razvoj projektovanja i izvodenja velikih nasutih brana uslovljen je razvitkom: a) nauke mehanike tIa; b) hidraulike povrsinskih i podzemnih voda kojaje omogueila projektovanje sigumih nasutih brana; c) mehanizovanog iskopa, transporta i ugradivanja zemljanih materijala; d) nauke 0 poznavanju, ispitivanju i kontroli ugradenih materijala. Ovim su stvoreni uslovi za brzu, ekonomicnu i dovoljno sigumu gradnju visokih nasutih bran a na naucnoj osnovi. Danas vee imamo u svijetu nasute brane 3 visoke preko 300 m, kubature veee od 50 hm ,duge vise kilometara, a izgradene na veoma nepovoljnom tIu. Prva izgradena visoka brana u Bosni i Hercegovini je Klinje, na rijeci Musnici kod Gacka. Izgradena je od kamena 1898. godine radi navodnjavanja Gatackog polja. Medu prvima veeim nasutim branama u nasoj zemlji izgradena je zernljana brana Alagovac kod Nevesinja (1962), za snabdijevanje mjesta vodom. Temeljenje

407

35. Graaevine ad nasutih materijala

XI Zagati i graaevine ad nasutih materijala

Najveca nasuta brana sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom je kamena nasuta brana Hidroelektrane Rama, na rijeci Rami, visine 102,0 m, U Kovacevom polju kod Prozora (sI.35. J 5.). NajduZa nasuta brana kod nas je zonirana brana Kazaginac u Buskom blatu kod Livna. Brana je vi sine 20,0 m i duzine 2,91 km, saglinenimjezgrom i prostranim kamenim nabaeajem (sI.35.8.). Nasi struenjaci dali su znacajan doprinos razvoju, projektovanju i izvodenju nasutih brana od razlicitih materijaIa, kao sto su: prof. dr. Krsmanovic D., prof. dr. Sarae, Dz., prof. dr. Dolarevic H., Pavlovic M., Pilav 1., Katalinic I., Radovie S., Mi1jkovie E. i drugi.

35.2. VRSTE I NAMJENA OBJEKAT A OD NASUTIH MATERIJALA Objekti od nasutih zemljanih iii kamenih materijaia su nasipi razliCitih tipova koji se koriste kod: a) regulacije rijecnih tokova i bujica, radi odbrane od poplava, osposobljavanja za pJovidbu, uredenja zemljiSta za vodoprivredne i poljoprivredne svrhe, iskoristenje vode u visenamjenske svrhe itd.; b) izrade saobracajnica, aerodroma, urbanih prostora i dr.; c) akumuliranja voda izgradnjom velikih brana u svrhu regulisanja prirodnog rezima teeeqja, proizvodnje elektricne energije, akumuliranja vode za industriju, poljoprivredu, snabdijevanje naselja vodom i rekreacije; d) odlaganja industrijskog otpada, jalovine i flotacije ruda. U ovoj tacki obrazlozit ce se vise tipova nasutih brana za razlicite namjene U gradevinarstvu i rudarstvu, a djelomicno i nasipi za saobracajnice. Nasute brane prenose velike sile od vlastite tefine i vanjskog opterecenja na podlogu, ali se one rasprostire na veclI povrsinu, zbog cegajedinicno opterecenje ima male vrijednosti. ?vakv.e.bran~ mogu se raditi na slabo nosivom i stisljivom tIu, gdje se ne bi mogla lzgradl~l maSlvna i kruta betonska brana, koja prenosi sile na manju povrsinu i ne rO~~~~l veca diferencijalna slijeganja podloge. Zbog ovoga je, na manje pogodnom I stIsljlvom tlu, pogodnija nasuta brana prikladnog tipa od lokainih materijala. Nasut~ brane i hidrotehnicki nasipi kojima se usporava voda svrstavaju se, prema Nonveilleru (1983), u tri osnovna tipa: (i) homogene, (ii) zonirane sa razlicitim polozajem vodonepropusnog jezgra i (iii) nasute brane sa uzvodnim vodonepropusnim ekranoID.

35.2.1. HOMOGENE NASUTE BRANE I NASIPI Ho~ogena nasuta brana, iii homogeni hidrotehnicki nasip za usporavanje vode, sastoJl se u potpunosti iIi gotovo u potpunosti, od jedne vrste materijala, koji

408-----------------------------------------------Temeljenje

mora biti toliko vodonepropustan da procjedivaqje vode kroz tijelo brane bude u tehnicki prihvatljivim granicama. Pojam "homogen" ne treba shvatiti striktno, jer svaka homogena brana sadrzi u manjem obimu i druge vrste materUala, kao sto su npr. materijali za drenazu, oblaganje i sl. Potpuno homogena brana iii nasip ne mogu biti trajno stabilni bez drenaia. One mogu biti horizontalne na nizvodnoj nozici brane (s1.35 .l.-a i b) iii u sredini vertikalne i spojene horizontalnim drenom sa nizvodnom nozicom (sl.35.I.-c). Voda prikupljena u drenaiama ispusta se kroz posebne otvore na najnizoj tacki brane, odnosno nasipa. lake se ovakav tip brane definise kao homogen, ona nije i izotropna, vee anizotropna, zbog ugradnje materijala u slojevima. Zbog ovogaje propusnost veea u horizontalnom, nego u vertikalnom smjeru. Posljedica ovoga je znacajno drugacija strujna mreza, sa vise zasieenom zonom i veeom kolicinom procijednih voda (s1.35.1.-b).

@

S/.35.1. Homogene brane sa jiltracionom mreiom: homogeno izotropan materijal sa horizontalnom drenaiom (a), homogen vodoravno jace propuslan (anizolropan) materijal, sa drenaiom (D) u noiici nasipa (b), anizotropna propusna bran a sa vertikalnom drenaiom (c).

Uspravna drenaia efikasno sprecava procjedivanje vode na nizvodnoj kosini i u vodoravnom proPllsnijem malerijalu, ali je ona teia za izvodenje. Uzvodna i nizvodna kosina brane homogenog presjeka su bIage, zbog cega je potreban veci prostor za njeno izvodel1je. Brane sa homogenim presjekom, zbog ovoga i drugih elemenata, korisle se redovl1o kod mal1jih vis ina i privremel1ih radova. Na slikama 35.2., 3 i 4 dati su neki primjeri homogenih brana sa filterima u svijetu (Sherard, Woodward i dr., 1%3). Vega braua (51.35.2.) je jedna od veoma visokih brana izvedena homogenog presjeka i horizontall1om l1izvodnom drenaZom. Vigario homogena brana u Brazilu (Ackermann i dr., 1951) na slici 35.3. izvedena je od zbijenog glinovitog materijala, sa rdai.ivl1o t:lnkom vertikalnom centralnom drenaZom. Ona se spaja sa horizontalnom jspod nizvodnog Temeljenje

409

XI Zagati i grailevine ad nasutih materijala

35. Grailevine od nasutih materijala

dijela brane i zavrsava na stopi od kamenog nasipa na nizvodnoj nozici. Na ovaj nacin se prekidaju svi moguCi horizontalni vodopropusni proslojci, a procijedna voda se odvodi vertikalnom i horizontal nom drenaZom prema nizvodnoj stopi brane.

Otter Brook brana (Linell i Shea, 1960), sagradena je 1957. godine od nepropusnog nasipa dobro granlllirane pjescane gline sa granicom tecenja 21 29% i indeksom plasticnosti 7 - 14% (s1.35.4.). U homogenu zemljanu branu ugradena je nagnuta drenm prema nizvodnoj strani. Na uzvodnoj strani pokosa brane fundiran je stup mosta, koji se usljed slijeganja brane pomjerao.

35.2.2. ZONlRANE NASUTE BRANE I NASIPl

SI.35.2. Poprecni presjek homogene Brane Vega sa nizvodnim jilterom (Walker. 1958). gdje je: uvaljana glina, praJina, pi;iesak i Jljunak (1), kamena ob/oga 1,40 m debljine na podnoinom sh?ju (2). kameni nabacaj - riprap 0.60 m (3). lif/ija tcrena (4), pokrovni skin uti slo} (5), .filterski slo} od pi;ieska, .'fljunka i oblutaka (6). 121.5

119.0

,'.3.

c

c

/>(

~-:-::;....:,.::..!..-----~---~--?::; --:-~---=---' ~

-

~

.

/ ~

-

,

X

/'

U nasipima i branama zoniranog presjeka rasporeduju se unutar presjeka materijali razlicitih osobina koji imaju razlicite funkcije. Nastoji se njihove karakteristicne osobine iskoristiti fla najbolji nacin, kako bi se osigllrala stabilnost i ekonomicnost brane. Zonu sastavljenu od maJopropusnog materijala, koji ima manju otpomost na smicanje, nazivamo jezgro brane, a njime se sprecava procjedivanje vode kroz branu. Uzvodno i nizvodno od jezgra su potporne zone, koje se izvode od znatno propustljivijih materijala vece otpornosti na smicanje. Jezgra se izvode od prasinastih iliIi glinovitih materijala, a posljednjih decenija i kao glino betonske, betonske iii asfaltne dijafragme. Uzvodna potpoma zona mora biti dovoljno propusna kako bi se sprijecila pojavajaceg strujnog pritiska pri isticanju vode iz ove zone. Nekada se radi sprecavanja ove pojave ugraduju drenaZni slojevi. Nizvodno potporno tijelo se izvodi od vise propusnih materijala, a moze se ugraditi i manje propusni, ako se drenazama sprijeCi izviranje procijedne vode na nizvodnoj kosini.

..

~

Sf.35.3. Homogena nasuta Brana Vigario u Brazilu sa uspravnom centrainom drenaiom (Sherard, Woodward i dr, /963): homogeni nasip od gline (1), pjescana drenaia (2), kamena noiica brane (3), lin(ja iskopa (4). lin(ja stijenskog masiva (5), liniia . tcrena (6).

@

SI.35.4. Tipicni pres}ek homogene Brane Otter Brook (Linell i Shea, 1960): nepropusno tijelo brane (1). kosa drenaia (2). kamcn; nasip 0.60 m (3), nasip .~ljunka 1,0 m (4). SIUp mosta (5). kameni nabacaj 1,90 m (6). nasip Jljunka 1.0 m (7), propusni materiial (8), prasina, p(jesak, pje.~cani sljunak sa samcima (9), linija st(jenskog masiva (10), (Sherard, Woodward i dr., 1963). 410

Tcmcljenjc

SI.35.5. Mogucnosti postavljanja i oblikovnnja jez.gre u zoniranoj bran;: siroka }ezgra u sredini brane (a), uska jezgra 11 sredini bralle (b). us/wjezgra ispod uzvodne kosine brane, odnosno nasipa (c), betonska, glino - belOl1ska ifi as/altna dija/ragma, kao jezgra brane, odnosno nasipa (d), gdje je: nepmpU.lili) Jczgro (1), filterski slo}evi (2). propustan (3) i po[upropustan (4) lIasip, dija/mgll", ,·,tniif materijal (6). Tcmeljel1je

4Jl

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

35. Gradevine od nasutih materijala

Polozaj i debljina jezgre u brani iii nasipu moze biti razlicita (debela iii tanka) i od razlicitog materijala (sI.35.5.): a) u sredini poprecnog presjeka razlicitog oblika i debljine (sI.35.5.-a i b); b) u srednjem dijelu uzvodnog potpomog tijela; c) na uzvodnoj kosini (s/.35.5.-c); d) dijafragme u centralnom dijelu brane (sI.35S-d). Razliciti materijali prilikom ugradnje u nasipe i brane razlicito su osjetljivi na padavine i klimatske uslove. Materijali vece propusnosti nisu osjetljivi na oborine, dok se malopropusni materijali mogu ugradivati u uskom dijapazonu optimalne vlaznosti. Djelomicno uklanjanje problema ugradivanja pri losem vremenu vrsi se odabirom jezgra manje debljine, kako bi se moglo ugraditi u ogranicenim klimatski povoljnim uslovima.

Obicno se lstl presjek brane iii nasipa zadriava po cijeloj duzini brane. Ima, meautim, rjesenja gdje se velika duzina brane podijeli u razlicite sekcije. Kod kratkih brana nema potrebe za razlicitim presjecima po duzini brane ukoliko to uslovi temeljenja ne zahtijevaju. Nekoliko je uslova koji utjecu na izbor centralnog uskog vodonepropusnog jezgra. Vkoliko na gradiliStu postoji dovoljno propusnog, a nedovoljno nepropusnog materijala, projektant se odlucuje na usko jezgro kao sto je to bio slucaj na Braui Success, (s/.35.7.). Ako su zastupljene u dovoljnim kolicinama obje vrste materijala, moguce je da brana sa uskim tijelom jezgre bude ekonomicnija i laksa za izvodenje. Prema ovome, prednost ovoga tipa brane je u slijedecem: 6.0

I--r--I 1.~

t - - 64. 0

SI.35.6. Tipican pre!>jek Travers brane u Kanadi: nepropusni materijaI (I), polupropusni nasip (2), propusni kameni nabacaj (3), obezbjederye pokosa (4), drenaini rov (5), glineni Skriljac (6), (Peterson, 1957).

Sljedecih nekoliko primjera ilustruju karakteristicne presjeke zoniranih brana i nasipa izvedenih u svijetu i kod nas. Na slid 35.6. prikazana je bran a sa sirokim, a na 35.7. sa uzim centralnim jezgrom. Presjeci Sll tipicni za vise brana izgradenih poslije Drugog svjetskog rata u SAD i mnogim ddavama Evrope. Via glinena jezgra koristena su u podrucjima gdje nema dovoljno prirodno nepropusnog materijala, kao sto su brane u predjelima Alpa.

SI.35.8. Presjek zonirane Brane Kazaginac: jezgra od glinovite prasine (1), granulirani sljuncani filIal' (2), dvoslojni filter - pijesak, sijunak (3), nasuto kameno potporno tijelo sa sitn!jill1 lI1ater!jalima premajilterima (4), glinovita sitnei iz kamenololl1a (5), sljunak (6), mdava glina (7), krupni kameni biokovi (8), uzvodna kosirza prije rekonstrukcije (9), (Nonveiller, 1983). 1) jedinicna cijena ugradnje propusnog nasipa je manja od ugradnje

nepropllsnog jezgra; 2) volumen brane je manji sa tankimjezgrom od drugih tipova; 3) izvodenje ovog tipa brane je manje ovisno od nepovoljnih klimatskih uslova, nego sto je to slucaj kod izvodenja sirokog nepropusnogjezgra. S1.35.7. Centraino giineno jczgro Brallc Success, Ka/~rvrnija (1960) (Sherard i dr., 1963), gdje je: propustan nasip (J), nepropusno glineno jezgro (2), filteri (3), kamena nasiaga 1,0 m (4) i 0,60 m (5), prirodni tcren (6), prirodni alullij (7), linija iskopa (8), starije jormacije aluvija (9), rasteretni bunar ( 10).

412

Temeljenje

Kod ovog tipa brane jezgro moze biti vertikalno u central nom dijelll (s\.35.7.), iii nagnuto uzvodno, 1I uzvodnompotpomom tijelu brane (s1.35.11.). Propusne zone izvode se od pijeska i sljunka, od kamena dobivenog u kamenolomu iIi od kombinacije zernlje i kamena. Temeljenje

413

35, Grailevine ad nasutih rnatllrijala

XI Zagati i grailevine ad nasutih rnaterijala

Sliean raspored materijala u popreenom presjeku ima i nasuta Brana Kazaginac, kad Livna (Basna i Hercegovina), kojam se usparavaju v~d~ Buskog biata radi iskoristenja voda na Hidroelektrani Orlovac (Hrvatska). Vlsma brane iznosi 20,0 m, a dugaje oko 3,0 km i zavrsena je 1971. godine. Brana i eitavo polje lezi na zbijenoj mrsavoj glini debljine ~,O - 20,~ m. O~akvim te:e~ski~ usl~vim~ odgovarala bi hornogena brana ad glme sa lllzvodnnTI drenazl1lrn. slsternlm~ ~ uprkos blazim kosinama bila bi jeftinija od izvedene brane .. Me~utIn:' t~renskl I klirnatski uslovi utjecali su na izbor brane sa tankirn centrall1lm ghnel1lm Jezgrorn, sa potpornim tijelima od kamenog nabaeaja (sI.35.8.). Analize uslova gradenja ~ pokazale su da je zbog eestih dugih vremenskih plavljenja Buskog jezera, kra~ke I nesigurne sezone ugradivanja gline i cestih kisnih perioda, opravda~o ~svo].ena brana prema sIici 35.8. Ovim je omogueena izrada kamenih potpor~lh tl]ela I .~ vrijerne padavina i poplava. Kosine brane relativno su strme (1: 1,5), Jer brana I1lJe visoka, a evrstoea gline u temeljima je u tehnicki prihvatljivim granicama. S1.35.JO. Presjek zoniralle Brane Lokvarka (Hrvatska): jezgro ad gUne (1): praJinasta glilla (J aJ, nasip ad raspadnutog .fkriljca zbijan plocom u slojevirna od 1,0 rn (2), traslojni filter; ad pijeska, Jljunka i drabille (3), nasip od dolomitnog kamena u slojevirna ad 1,0 m (4), horizon/alna drenaia (5). drenaine trake (6), zemljani otpadni materijal (7), injekciolla zavjesa (8),

S1.35.9. Presjek Brane Spiljski most (Makedonija): sloj sUunka iznad stijenskog masiva (1), zid od kesolla sa galerUom (2), glinello jezgro (3), nasip od Jljullkovite glille (3a), slojevi jiltera (4). sljul1cani nasip (5), nasip i obloga od kamena (6), injektirana zona Jljunka i glille (7), (Nollveiller, 1983).

Na slici 35.9. prikazan je presjek zonirane Brane Spiljski most, na Cmom Drimu (Makedonija), sa izlomljenim i neuobieajenim oblikom glinenog jezgra. Potporna tijeJa izvedena su od sabijenog sljunka sa slojevima filtera na uzvodnoj strani brane, visini 112,0 rn, koja je zavrsena 1969. godine. Glineno jezgro lezi na sloju krupnog i sitnog sljunka, debljine preko 10,0 m. Jezgro je povezano sa nepropusnom betonskom barijerom izradenom kesonskim putem. Zadovoljavajuee brtvljenje ostvareno je celicnim jednozidnim zagatom. PoloZaj kesona odabran prije zavrsetka projekta brane, a konacni rezultati istrazivanja terena i pozajmista uslovili su neobican oblik glinene jezgre i raspored materijala u poprecnom presjeku brane (sI.35.9. - Nonveiller, 1983). 414

Terneljenje

Nasuta Brana Lokvarka sagradenaje 1956. godine od uzvodno nagnutog sirokog glinenogjezgra i prasine (sUS. 10.). Uzvodni potporni ~asip izgrad~nje o~ veoma propusnog dolomitienog kamena, koji se od gIinenog Jezgra odvaJa sa tn sloja granuliranog pijeska i sljunka. Nizvodno potporno tijelo izvedeno je ?d skriijca, koji je na nizvodnom pokosu zastieen od atmosferilija zemUan.lm rnaterijalom i otpacima. Radi sprecavanja zasicenja nizvodnog nasipa od skrilJca procijednom vodom ugradena je na nizvodnoj nozici propusn~ kame~la stopa. Ona je spojena sa vise drenaZnih traka, od kojih neke dosezu do ghnenogJezgra. Ovako kombinovani presjek usvojen je jer u blizini nije bilo dovoljno gline, a bilo bi oteZano i njeno ugradivanje zbog obilnih padavina. U blizini nije bilo povoljnog kamenoloma za karneni nasip, te je iskoristen znatno jeftiniji, ali slabiji materijal od skrilj ca. U podrucjima sa obilnim padavinama ne moze se uspjesno odrzavati vlaznost gline u dozvoljenirn granicama. Klimatski uslovi utjeeu na izbor tiRa zonirane brane, radi cega se nastoji smanjiti debUina jezgra i odabire pogodl1l]c rnjesto unutar presjeka brane. Aka jezgro od gline lociramo koso n~ uzv~dnorn dijelu brane tako da se oslanja na kosinu nizvodnog tijela brane, ~o~e rad~mo u prirodnom nagibu, onda veeu kolicin~ potporno? nasip!l moz~~o radltl. n~ovlsn.o 0 klirnatskim prilikama. U ovome slucaJu glmeno Jezgro I prateci uzvodm dIO naslpa, koji su rnanjeg obi rna, radirno u povoljn~joj klimatskoj sezoni. Takav je slueaj Brane Bear Creek, izradene za potrebe aluminijske industrije (sI.35.11.). Terneljenje

415

Xl Zagati i graaevine od nasutih materijala

35. Graaevine od nasutih materijala

Sl.35.11. Poprecni pre~jek zonirane Brane Bear Creek (SAD) sa uskom kosom jezgrom u uzvodnom potpol"flom tijelu (Growdon, 1960): glineno /ezgro (1), kameni nasip (2) i (3), tros/o/ni Jilter - pijesak (4), dmbl/eni kamen (5), isto (6), kameni nasip (7), kameni zagar (8), dvos/o/ni filter - drobijeni kamen (9), pijesak (J 0), betonska pioca (11), injekeiona zav}esa (J 2), stijenski masiv (13). (US Department of the Navy, 1982)

S/.35.12. Popreeni presjek uzvodne pomocne brane Hidroelektrane Salakovae: kameni nasip (J), jiiterski sio} (2), zaptivni slo} gline (3), sUuncani nasip (4), armaturne mreze (5), glineno - betonska dijafragma deblfine 60 em (6), betonsko kiatno (7), betonske ploce (8), injektiranje kontakta (9), stijenski masiv (10) (Pavlovic, Selimovic i dr., 1987).

Razvojem tehnoIogije izrade uskog iskopa bez razupiranja pomocu glinenobentonitske suspenzije, dolazi do primjene glino - betonskih, iIi betonskih dijafragmi za jezgro nasutih brana, koje su obicno locirane u sredini presjeka brane. Ako su potporna tijela od lomljenog kamena, onda se u neposrednoj blizini dijafragme izvodi dio pjescano - sljuncanog nasipa, radi lakseg iskopa rova za 416

Temeljenje

dijafragrnu, kao sto je to bio slucaj na uzvodnoj pomocnoj brani Hidroelektrane Salakovac, kod Mostara, kojaje gradena 1978. godine (sI.35.12.). Specificnost ove nasute brane je i u tome sto je nizvodno potporno tijelo nasipa arrnirano, a pokos zasticen betonorn zbog moguceg preljevanja preko brane. Glineno - betonska dijafragma izvodila se sa nize kote (84,80 m.n.m.) radi obezbjedenja potrebne sirine za rad strojeva, kod izrade dijafragrne. Iznad ove kote, do krune nasipa, izvedeno je betonsko klatno, koje je povezano sa prethodno izvedenorn dijafragmom. Skretanje rijeke Neretve u optocni tunel obavljeno je izradom zagata u nozici brane od krupnog karnenog nabacaja, koji je sa uzvodne strane zasti6en filterorn i slojern gline (sI.35.12.). Nasuti dio brane Hidroelektrane Mostar izveden je od karnenitog i terasnog rnaterijala, sa asfalt - betonskom i bentonitno - betonskom dijafragrnom u sredini presjeka brane (s1.35.13.). Nakon zavrsetka bentonitsko - betonske dijafragme (kota 63,0 m.n.m.) izvodena su potporna tijela brane i sukcesivno asfaltno jezgro, koje je povezano sa bentonitsko - betonskom dijafragrnom u jednu cjelinu.

SI.35.13. Popreeni presjek zonirane nasute brane Hidroelektrane Mostar: nasip od terasnog materijala (1), nasip ad kamenag materijala (2), kvartarnipokrivac (3), sitni materijal (4), asfalt - betanska dijafragma (5), bentonitna - betonska dlja/ragma (6), kvartarni pokrivac, a ispod s/oj uglja i lapora (7) (Radovic i Eric, 1986).

Zastita lijevog zaobalja obavljena je poduznim nasiporn duzine oko 2 krn (s1.35.14.). Pokos prema akumulaciji je u nagibu 1:2, dok je suprotni pokos u veoma blagom nagibu 1: 10 i spaja se sa nasutim povrsinama u zaobalju. Na ovaj naCin izbjegava se efekat klasicnog nasipa izrnedu zaobalja i akurnulacije. Nasip je izveden od teras nih rnaterijala dobivenih pri iskopu u gradevinskoj jami. Radi zastite pokosa nasipa od erozije pod djelovanjem valova i oscilacija nivoa vode izvedena je zastita betonskim sestougaonim elementima. Ovi elementi polagani su na filter - plastiku, nakon prethodnog izravnavanja i kompaktiranja pokosa nasipa. Temeljenje

417

Xl Zagati i gradevine od nasutih materijala

35. Gradevine od nasutih materijala

H=102.0m\

CD

i~. I '-.. SI.35.14. Presjek zastitnog - odbrambenog nasipa u zaobalju Hidroelektrane Mostar: nasip od terasnog materijala (1), filter plastika (2), betonski elementi (3), kruna nasipa (4), nasip u zaobaUu (5), (Radovic i Eric, 1986).

35.2.3. NASUTE BRANE SA UZVODNIM VODONEPROPUSNIM EKRANOM Nasute brane sa uzvodnim ekranom grade se u podrucjima gdje uopce nema gline za jezgru iIi kada su klimatski uslovi veoma nepovoljni za njenu ugradnju. Ovaj uzvodni vodonepropusni ekran radi se od armiranog betona iIi od asfaltnog betona. Prije su radene nasute kamene brane sa uzvodnom oblogom od drveta i od celicnog lima. Ekran je izlozen nepovoljnom stanju napona i diferencijalnim deformacijama, zbog cega je potrebno posvetiti punu pamju konstrukcionim mjerama. Nasute brane sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom radene su u vecem obimu u Portugalu, SAD i Libiji, zatim u Alziru, Maroku i Njemackoj sa asfaltnim ekranom. Brana Hidroelektrane Rama, na rijeci Rami u Kovacevom polju, najveca je u BiH nasuta brana od kamena sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom. Visoka je 102,0 m i ispod ploca ekrana dimenzija 13,0 x 13,0 debljine 30 - 90 cm, izveden je suhozid od kamenih blokova pomocu dizalica, cime se osigurao strmiji nagib kosine od 1:1,2 do I: I (5\.35.15.). Dilatacije izmedu ploca ekrana brtvljene su elasticnim gumenim brtvama. Nasip od lomljenog kamena nabijan je u slojevima debljine 1,50 i 2,0 m jakim vibracionim valjcima. Posljednjih decenija ovaj tip brane gradi se bez suhozida i bez horizontalnih spojnica, ali se pokos sabija valjcima po kosini brane. 418

Temeljenje

SI.35.15. Presjek brane Hidroelektrane Rama sa uzvodnim ann/rano - betonskim ekranom: kameni nasip sahijen u slojevima vibrovaUcima (1), suhozid od sloienog krupnog betonski ekran sa izravnavajuCim poroznim slojem kamena (2), armirano betona i hidroizolacijom (3), kontrolna galerija (4), valobran (5), injekciona zavjesa (6), stijenski masiv (7).

SI.35. ] 6. PoprcCni presjek nasute Brane Wadi al Megenin (Libija) sa uzvodnim armirano betonskim ekranom: kameni nasip sa slojevima za nabijanje (1), filteri (2), uzvodni suhozid (3), rucno slagana prizma (4), nizvodno slagana kamena obloga (5), praini zid sa galerijom (6), benoto sipovi (7), mrsav; izravnavajuCi beton (8), terisana hartija (9), armirano - betonski ekran (10), valobran (JI), put preko krune brane (12). Temeljenje

419

35. Gratlevine ad nasutih malerijala

Xl Zagati i gratlevine ad nasutih materijala

Slican tip brane sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom povrsine 25.700 m2 izveden je na Wadi al Megenin u Libiji, jer nije postojalo pozajmiste gline za vodonepropusno jezgro (sI.35.16.). U ovu branu ugradeno je 1.1 95.000 m3 3 kamenog nabacaja i 227.670 m slaganog kamena. Ekran brane oslonjen je na praini masivni betonski zid kroz koji prolazi galerija brane. Ovaj oslonae ekrana brane vezan je za podze~i ekran od medusobno zasjecenih sipova tipa Benoto, ukupne povrsine 9.600 m. Umjesto armirano - betonskog ekrana izvodi se cesto i ekran od asfalt betona. Montgomery brana u Coloradu, vi sine 35,0 m izvedena je od nasutog cvrstog granitnog materijala sa uzvodnim asfalt betonskim ekranom, debljine 30 em (s1.35.17.). Ekonomienost i brzina gradnje utieeale su na izbor ovoga tipa vodozaptivnog ekrana, bez kontrolne galerije. Projektant je proeijenio da je eijena asfaltnog ekrana, za postojece gradiliSne uslove niia u pola eijene od armirano betonskog ekrana.

51.35.17. Popreeni presjek nasute Brane Montgomery (Colorado) sa uzvodnim as/alt _ betonskim ekranom: kameni nasip (1), asfalt - betonski ekran debljine 30 em (2), granulirani kamelli nasip frakcije 8 - 60 em, bez finih frakeija (3), betonski prain; zid (4), injekeiona zavjesa (5), stijenski masiv(6).

. U cilju stvaranja prostora za deponovanje rudnicke jalovine, pepeJa iz hldroelektrana i sl, eesto je potrebno izgraditi branu znatne visine. Nastoji se iskoristiti jedan dio jaiovine, ukoliko je odgovarajuceg kvaliteta za izradu tijela brane. Transport jalovine obavlja se obicno hidraulickim putem. U deponiju se upllsta sarno mulj iz flotacijske jalovine, 1I kojoj su sadrzane cestiee ispod 0,10 _ 0,074 rom, dok se krupnije frakeije pijeska koriste za izradu brane. Obicno se u prvoj fazi napravi nasuta brana od lokalnih materijala, a u drugoj i narednim fazama koristi se sitnozmi pijesak izjalovine, a on se izdvaja pomocu hidroeiklona. Ovaj pijesak, obicno velieine zrna 0,20 mm do 1,0 mm ujednaeenih karakteristika dobrih drenain~~ osobina i reJativl10 visokog ugla unutrasnjeg trenja, predstavlj~ pogoda~v m~tenJal za izgradnju druge i slijedecih faza brane jalovista. Mnoga odlagahsta Izvedena su na ovaj iIi sliean naein za otpad iz termoelektrana Tuzla i Gaeko kao i za Rudnik srebra i olova u Sasama kod Srebrenice. 420--------------------~~~----------------------

Temeljenje

35.2.4. NASIPI ZA SAOBRACAJNICE Nasipi za saobracajnice su jednostavnije nasute gradevine, koje u osnovi treba da zadovolje uslove naknadnog slijeganja, koje treba biti sto manje, a planum na kojem se gradi kolovoz treba da bude stabilan i dovoljne nosivosti. Nasipi za odbranu od poplava treba da imaju malu propusnost i stabilnu uzvodnu i nizvodnu kosinu. Oni moraju imati dovoljnu sigumost protiv erozije u nasipu i u tIu ispod nasipa. Kod izrade nasipa obieno nemamo sirok izbor materijala za nasip. U njih se ugraduje materijal dobiven iskopom susjednih zasjeka i usjeka. Da bi se odredio naein ugradnje ovako dobivenog materijala, ispituju se njegove geomehanicke osobine i prilagodavaju nagibi nasipa dobivenim rezultatima. Slijeganje dobro zbijenog nasipa od nekoherentnog materijala bit ce minimalno, i obicno se obavi do vremena izrade kolovozne konstrukeije. Visoki nasipi od koherentnog materijala mogu se duze vremena slijegati, ako u toku gradnje nasipa zaostane veci pomi pritisak. Da bi se ovo izbjeglo, ovi materijali se ugraduju sa vlagom ne vecom od optimalne dobivene Proetorovim (Proktorovim) ispitivanjem. Ugradivanje materijala u nasipe treba da odgovara namjeni objekta ida se obavi prema odredenim uslovima. Nasipi, odnosno brane moraju se sto manje i 5to ravnomjemije slijegati nakon izgradnje, a objekti za zadriavanje vode treba da su i sto manje propusni. Danas ovo postizemo sa mocnim sredstvima za nabijanje, kojima se razastrti materijal nabija u slojevima odredene visine. Na ovaj naein poboljsaju se fizicko - mehanieke osobine nasipa, posebno pri jacem zbijanju sa optimalnim sadriajem vlage, Cime se dobije najmanja pozornost i propusnost, te najveca gustoca i najveci modul stisljivosti, uz najmanje sIijeganje nasipa nakon izgradnje. Prema vrsti materijala, terenskim uslovima i traZenim kriterijima biraju se odredene vrste mehanickih sredstava za nabijanje, prikladnih za postizanje najbolje zbijenosti na sto povoljniji nacin. Postoji vise vrsta i naCina zbijanja tla, au osnovi su to: glatki valjei, jezevi, valjei sa gumenim pneumatieima, vibracioni glatki valjci, vibraeioni jezevi, vibraeione ploce, eksplozivni maljevi i dr. Pored znacaja izbora tipa valjka, vazno je odrediti visinu nenabijenog sloja, metode razastiranja, broj prelaska valjka po svakom sloju, uz propisanu vlaznost materijala. Obicno se prije pocetka izgradnje na probnom polju ispituju ove osobine i uspostavljaju odgovarajuci odnosi izmedu: broja prelaza, jedinicne tdine, visine slojeva i saddaja vode. Debljine slojeva su razlicite, a ovise 0 tipu sredstava za nabijanje, vrsti materijala, postavljenim zahtjevima i prostoru za nabijanje. Orijentaeiono, najpovoljnije debljine za razne tipove sredstava za nabijanje i vrste materijala su za: ;.. nekoherentan materijal sabijan glatkim valjcima 15 - 45 em; Temeljenje

421

XI Zagati i grailevine od nasutih materijala

~

35. Grailevine od nasutih materijala

koherentan materijal zbijan jezevima od 15 do 25 em;

~ rad sa valjeima sa gumenim pneumaticima od 20 do 50 em, a tanji

slojevi za valjak manje tezine; nekoherentan materijal zb~jan glatkim vibraeionim valjeima od 60 do 200 em, ovisno 0 vrsti materijala i snazi mehanizaeije; ~ koherentan materijal, zbijan vibrojeZevima do 50 em; ~ nekoherentan materijal do 40 em, a koherentan do 25 em, sabijan vibroplocama i ~ koherentan materijal, zbijan eksplozivnim nabijacima od 10 do 20 em. Opterecenje koje izazivaju putna, teretna iIi zeljeznicka vozila, avioni pri slijetanju iii uzlijetanju i sl., prenosi se preko tockova na kolovoz puta iii sine voza. Kolovozna konstrukeija treba biti takva da ova opterecenja rasprostre na siru povrsinu i smanji napone u podlozi, da se ne bi mogle izazvati stetne deformaeije u kolovoznoj konstrukeiji. Ova opterecenja su kratkotrajna, ali se ponavljaju i izazivaju dinamicke efekte. Donji stroj kolovoza moze biti planum nasipa iii usjeka; u prvom slucaju opterecenje se prenosi na sabijeni nasip, au drugom na prirodno tlo. Konstrukeija koIovoza obicno se sastoji od: a) zastora od betona, asfalta, makadama iii sina; b) podloge od Iomljenog kamena, makadama, stabilizirane zemlje iIi od betona; c) izravnavajuceg i prelaznog sloja cistoce, kojim se sprecava utiskivanje materijala iz donjeg stroja u supljine kolovozne konstrukcije; d) donjeg stroja izvedenog od nasutog i sabijenog materijala na koji se polaZe kolovozna konstrukcija. Konstrukcija kolovoza zeljeznickih pruga sastoji se od sina i pragova, koji zamjenjuju zastor na putevima, a zastor od drobljenca je umjesto podloge. Na glinovitu podlogu ugraduje se sloj sljunkovitog pijeska, koji predstavlja sloj cistoce. . ~

35.3. ISTRAZIVANJE ZA TEMELJENJE I ISPITIV ANJE MATERUALA NASUTIH OBJEKATA U dijelovima poglavlja 3 i 4 dati su istrami radovi u tlu i ispitivanja osobina materijala u laboratoriji i "in situ", koja su primjenljiva i za nasute gradevine. Ovim istraZivanjima i ispitivanjima treba obuhvatiti i materijale za nasute gradevine, bilo da se dobiju iskopom za objekat, iii se trebaju obezbijediti iz odabranih pozajmista. IstraZivanje za lokaciju brane, odnosno nasipa, poCinje istraZivanjem sireg, a zatim uzeg podrucja za objekat, kako bi se utvrdio konacan njegov smjestaj i sve cinjenice mjerodavne za izbor tipa, nacina temeljenja, oblikovanje i dimenzioniranje nasutog objekta. Prema prethodno saCinjenom programu istraZuje 422

Temeljenje

se: (i) morfologija i geo!oski sklop, (ii) stratigrafija i litologija, (iii) tektonika i strukturni odnosi na mjestu nasute gradevine, prvenstveno brane, (iv) geotehnicke osobine, (v) propusnost tla, odnosno stijenskog masiva, (vi) kretanje podzemne vode i njen uticaj na branu, i dr. Na osnovu geoloske studije planiraju se dubinska istrazivanja na mjestu brane kao nasutog objekta. Mjesta, vrste, obim, razmak i dubina istraZnih radova ovisi 0 rezultatima geoloske i geomehanicke studije j problema, koje treba rijesiti. U obzir dolaze sve vrste prije opisanih terenskih istraznih radova, kao sto su: 1) sondaZne jame, bunari, potkopi, usjeci i zasjeci; 2) sondiranje penetracijom, nekoherentnog tla; 3) sondamo busenje sa vadenjem uzoraka iz t1a iii stijenskog masiva; 4) geofizicka mjerenja; 5) mjerenje deformabilnosti i cvrstoce na smicanje u laboratoriji i/ili na terenu tla i/ili stijene; 6) mjerenje propusnosti tla i/ili stijenskog masiva. Geomehanicke osobine nekoherentnih materijala u tlu ispod~ brane, odnosno nasipa, kao i onih koji dolaze u obzir za nasipanje nasutog objek'ta, ispituju se na uzoreima tla u laboratoriji. Za nasute objekte koriste se svi prirodni, polupreradeni i preradeni razni materijali, koji svojim osobinama zadovoljavaju uslove stabilnosti, funkcije i koristenje objekta. Za brane ekonomicni su svi materijali velike otpornosti na smicanje i relativno male stisljivosti, a za vodonepropnsno jezgro i male propnsnosti. Materijal treba biti relativno malo osjetIjiv na promjene vlaZnosti prilikom ugradivanja u nasipe. Ove osobine su cesto medusobno proturjecne, te ovakve materijale treba u toku izvodenja kombinirati j zonirati prema funkciji i ekonomicnosti. Iz ovoga slijedi da se materijali za branu razlikuju po: (i) osobinama, (ii) namjeni i (iii) mogucnostima ugradivanja. Ispitivanje materijala za nasipe pocinje rekognosciranjem mogucih pozajmista u blizini gradevine i preliminiranim ispitivanjem tla. Sondazne busotine, raskopi iii druge ispitne jame rasporede se na takav nacin da se iz njih mogu dobiti reprezentativni neporemeceni iii poremeceni uzorei i izvrsiti klasifikacija tla. U laboratoriji se odreduju OSl1ovne karakteristike t1a kao sto su vlaznost, propusnost, cvrstoce i izvrsi klasifikacija tla. Ovi podaci sluze za zOl1iranje podrucja sa pribliznim pregledom osobina i kolicina materijala za izgradnju zemljanih objekata. Na osnovu preliminamih istraZivanja izaberu se najprikladnija pozajmista j obrade idejna rjesenja nasipa, jer se prakticno svaki materijal moze koristiti za nasip, sarno treba prilagoditi :t:iesenje i uslove izvodenja. lz odabranih pozajmista uzimaju se potrebni uzorci za detaljnija ispitivanja, koja u osnovi obuhvacaju: a) granulometrijski sastav; b) Atterbergove granice plasticnosti; e) prirodnu poroznost i sadrZaj vlage; Temeljenje

423

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

35. Gradevine od nasutih materijala

d) parametre cvrstoce na smicanje uzoraka tIa pripremljenih ulaboratoriji . prema Proctorovom opitu; e) stisljivost i vodopropusnost vjestacki sabijenog materijala; f) karakteristike vjestacki zbijenog materijala. Ispitivanja koja se provode sa ciljem definisanja ovih osobina opisana su u prvom dijelu ove knjige. Specificna ispitivanja provode se kod glina i filtera za zastitu erodiranja. Sastav nekih prirodnih glina je takav da najsitnije cestice minerala nisu medusobno cvrsto povezane u vece aglomerate, nego u vodi dispergiraju i zovu se dispergovane gline. Pri strujanju vode kroz ovakve gline nastaje iznosenje najsitnijih cestica i razrahljivanje stTukture, sto se manifestuje u obliku erozivnih pojava. Ovo moze biti stetna pojava, koja dovodi do urusenja objekta, radi cega je potrebno ispitati ovu pojavu. Opiti raspoznavanja disperzivne i obicne gline su hemijski, indikativni i fizikalni (vidjeti Nonveiller, 1983). Jedan od nacina sprecavanja erozije je izrada jednog viseslojnog filtera izgraaenog prema odredenim pravilima. Granulacija filterskog materijala definise se na bazi srednje granulacije tla koje ·se zaSticuje od erozije. Prema Terzaghiju filterski materijal mora biti odabran tako da velicina filterskog zrna pri 15% (DIs) treba biti najmanje cetiri puta veca od zrna tIa (dIJ, koje se osigurava fiiterom, takoaer pri 15% prolaska kroz sita, a ne vise od cetiri puta zrna tla 85% (dss ). Maksimalna veliCina zrna filterskog materijala treba biti najmanje dva puta velicine otvora na mrezi iIi perforiranoj cijevi. Sastav materijala filterskih slojeva treba da zadovolji slijedece us love: );> stabilnost od unutrasnje erozije, odnosno sufozije, kako neki autori razdvajaju ova dva pojma (Nonveiller, 1983); };> granulacija sitne frakcije finog sloja ne smije proci kroz pore i supljine krupnijeg sloja; };> propusnost krupnijeg treba biti barem deset puta veca od propusnosti finijeg sloja; };> granulacija filtera treba biti takva da ne dode do segregacije pri njegovoj ugradnji. Ovim kriterijima gradacije odgovaraju podaci u tabeli 35.1., kao i podrucja granulometrijskog sastava filterskih slojeva na slici 35.18. Granulometrijska kriva definira se pomocu promjera zrna tla kod prolaska na situ 15%, 50% i 85% (dlS,dso,dss)' Odnosi izmedu dijametra dls,dso i d S5 ' kojima se zadovoljavaju prethodno navedeni uslovi, dati su u tabeli 35.1., koja je izraaena prema vise autora. Faktori A i B definisu podrucja u kojima mora biti granulometrijska kriva krupnijeg filtaskog sloja: max DIS == A -dIS' i min DIS = B . dIS za usko granuliran materijal,odnosno DIS == A ·dls i Dso =C ·dso za dobro granuliran materijaL 424

Temeljenje

100~--~--~----~--.-----~--r-------,

~t85 N

-!-

15 ------O'L-----~~----~H_----~~--~~~

~ 0.1

100mm

0.01

A-d

15 SU5.18. D[iagram podrucja granulometr[iskog sastavafiltera (Nonveiller, 1981): osnOVnl materijal (0), filteri (F, i F~), dijametar otvora rupe u drenainoj cijevi Do'

Kriterij za granulacijufiltera (Nonveiller, 1981). Kriti!i:'ij

Terzaghi 1

A

4

B C D

USBR.

Benram 1 2

2 12-14

5

4

1 -

-

4

-

5 -10

12-52 2

-

1···

25 5

-

-

Tabela 35.1. Turnbull ....... 1 ,. 4-20 4

u82£'

5 5 25 1,00 i 1,00 1,20 i 1.20

Napomena: 1 - Za usko granuliran materijal 2 - Za dobroJJ.ranuliran materijal

Ova pravila pri~enjuju se i za nekoherentne zmate materijale na prelazu izmedu onih koherentnih materijala u jezgri Imme i krupnozrnatog nasipa od sIjunka iii kamena. Ovaj uslov je tesko ostvarljiv prirodnim materijalima, a skupo je mljeti iii sortirati sitan pijesak. Umjesto filterskih slojeva od pijeska j sljunka upotrebljava se geotekstil, koji se proizvodi kao tkani tekstil raznih dehljina. Za filtersku zastitu u branama geotekstil mora zadovoljiti uslove da prosjecni otvor okanaca, propusnost u poprecnom i uzduznom pravcu, te stisljivost bude U ovisnosti 0 normal nom naponu.

35.4. DIMENZIONIRANJE NASIPA I BRANA Dimenzioniranjem nasipa i brana treba obuhvatiti: a) analizu stalnog, promjenjivog i dinamickog (Jpterecenja; b) stabilnost nagiba kosina; c) stabilnost kosin a i temelja; Temeljenje

425

35. Gradevine od nasutih materijala

XI Zagati i gradevine od nasutih materijala

d) filtraciju vode kroz tijelo i temelje nasipa; e) distribuciju normalnih i smicucih napona, sa deformacijama brane, odnosno nasipa i temelja.

35.4.1. OPTERECENJE NASIPA I BRANA Opterecenja i sile koje djeluju na nasip i brane su razIicite po vrsti, obimu i intenzitetu, a ovise 0 namjeni, nacinu gradenja i opterecenjima. U tom smislu bitno se razlikuju nasipi za saobracajnice, aerodrome i urbana uredenja, od nasipa za odbranu od pJavljenja iIi nasipa - brana za usporavanje voda. Na nasipe saobracajnica djeluje stalno i pokretno opterecenje, a ponekad i hidrostatski pritisak sa hidrodinamickim silama, ako se nasip nalazi s jedne iii obje strane pod usporom vode iIi ako je za vrijeme velikih voda potopljen vodom. Tijelo nasutih brana optereceno je vlastitom tezinom, hidrostatskim i hidrodinamickim pritiskom vode, te seizmickim silama od potresa. Opterecenja i sile nasutih bran a i hidrotehnickih nasipadjjele se na stalna, promjenjiva i povremena, prema kojima je standardima definisan i minimalni koeficijent sigumosti: }> Za stalna opterecenja: Fs:;:: 1,50 , za visinu H > 15,0 m,

Fs :::; 1,50 , za visinu H < 15,0 m . }>

Za promjenjiva opterecenja: F,:;:: 1,30, za visinu H > 15,0 m,

}>

Za povremena (dinamicka) opterecenja: F,:::; 1,0 za najvece inercijalne

Fs :;:: 1,20 , za visinu H < 15,0 m . sile uz uslov da se izracunaju pomjeranja koja mogu nastati za ukupno trajanje potresa. Otpomost materijala koja se uvrstava u racun stabilnosti i osigurava zadovoljavajuci koeficijent sigumosti ovisi i 0 indeksu krutosti (It) i 0 rezidualnom faktoru materijala R (prema JUS-u):

R

ustanovljenim stepenom zasicenja poroznost:

vrsna cvrstoca,

rezidualna cvrstoca, prosjecni aktivni otpor na potencijalnoj povrsini sloma.

U stalno opterecenje spada gravitaciona siia, koja djeluje uspravno na volumen materijala (y. LlV), pri cemu treba uzeti jedinicnu tezinu vlaZnog t1a sa 426

Temeljenje

specificna tezina, a n

-: dh J=-:;-'Yw, un

(35.3.)

gdje je: h=

f(x, y, z) - funkcija hidrodinamickog potencijala prikazana

strujnom mrezom; n - normala na ekvipOlencijalu. Porni pritisak nastaje kod promjene volumena materijala prj prorrtieni napona i iznosi pri aksijalnom simetricnom tenzoru (Skempton, 1954): Llu = B(Ll0"3 + A- £1(1 1 ) (35.4.) gdje je: A i B - parametri pornog pritiska, koji se dobiju triaksijalnim ispitivanjem; Ll0"3 i LlO"I - promjene devijatorskog i sfericnog napona u triaksijainom aparatu; -0,1 < A < 0,501 za glinovite zbijene materijale u brani. 0,2< B<070 Dinamicke (povremene) sile vezane su za seizmicke sile, koje djeluju u horizontalnom i vertikalnom pravcu. Dinamicka sila po jedinici zapremine je:

f

gdje je:

T -

Ys

(35.2.) U promjenjiva opterecenja spadaju pritisak akumulirane vode, uzgon, hidrodinamicki pritisak u zonama strujanja vode i pomi pritisak u zonama zasicenim vodom. Pritisak vode djeluje na uzvodnu povrsinu nepropusnog elementa, koji se izracuna iz visine akumulirane vode i nagiba nepropusnog ekrana. Uzgon djeluje nu svaku jedinicu volumena nasutog materijala ispod nivoa podzemne vode u suprotnom djelovanju gravitacione sile, sa intenzitetom Yw' Hidrodinamicki pritisak u polju promjenjivog potencijala djeluje na svaku jednicu volumena nasipa kroz koji struji voda i iznosi (Nonveiller, 1983):

-

yX

Tr -

tj. ako je

(35.1.)

gdjeje: Tp -

(Sr)'

=:

X' p. g ,

(35.5.)

x = X{t) - seizmicki koeficijent promjenjiv sa vremenom i definira se

seizmogramom. Seizmicke sHe ovise 0 dinamickim karaktcristikama temeljnog tla i nasipa, te 0 seizmickoj aktivnosti podrucja. Na bazi ovoga moze se dobiti horizontalna inercionalna sila kojaje proporcionalna sili gravitacije.lj.: WH = X· W , (35.6.) Temeljenje

427

XI Zagali i graaevine od nasulih materijala

gdjeje:

35. Graaevine od nasutih materijala

x - inercijalni koeficijent ovisall 0

stepenu seizmicllosti podrucja

(tabela 35.2.). Koeficijenti seizmicnosti (Nonveiller, 1981).

..

.....

.

.. Tabela352

...

... Stupallj .seizmicnostipo MCSskali .

..•. i

..

Illercijalni . koefic:;ijellt

VI

0,Q3 0,06 0,12 0,25

vn VIII

IX

35.4.2. STABILNOST NAGlBA KOSlNA

SI.35.19. Tipski natin ispitivanja stabilnosti nizvodne kosine, pomocu pretposlavljene kruino - cilindricne klizne ravni, gdje je: sljunak (1), glineno jezgro (2), sljunak i lapor (3), ekvipotencijalne linije (4), pretpostavljena klizna kruzno - cilindricna ravan (5).

Matcrijal nasipa iii brane na kosilli je u ravnoteZi ako je cvrstoca nasutog materijala u svim tackama na kosini i unutar nje veca od napona smicanJa od opterecenja koja su potrebna da se odrzi ravnoteZa. Prema ovome, granicno stanje ravnoteze nastaje pri nepovoljnom opterecenju iIi previse strmom nagibu kosine, kada su naponi smicanja od vanjskog opterecenja jednaki cvrstoei materijala, iIi su veci. Siom se inace ne pojavljuje na cijelom podrucju vee se siri postepeno od zone najmanje cvrstoce, uz postepen rast deformacija. Nagib kosine treba odabrati tako da uz najnepovoljnije optereeenje prosjecan smicuei napon potreban za odrZavanje ravnoteze (r) ne prekoraci cvrstoeu na smicanje materijala (1'f) umanjenu za koeficijent sigumosti

(Fs) ,tj .: T

=.J.. (35.7.) F, Nagib kosine moze se definisati tako da: );;> koeficijent sigurnosti (F,) prema granicnom stallju sloma kosine pri najnepovoljnijem opterecenJu bude prihvatljiv; );;> ukupne deformacije ne prekorace velicine koje Ile bi odgovarale fUllkciji objekta. Danas se Ilajvise koristi prvi nacin i to prvenstveno metode granicne ravnoteze koje su obradene U poglavlju VI. Koji 6e se oblik klizne ravlli uzeti, odnosno koja 6e se metoda koristiti, ovisi 0 vrsti nasutog materijala i 0 tome kakvo je tlo u temeljima nasutog objekta. Kao mogu6i nacin ispitivanja stabilnosti nizvodnog pokosa brane, odnosno iznalazellja koeficijenta sigurnosti, dat je primjer kruznocilindricne ravni (sI.35.19.) i slozene klizne ravni (s1.35.20.). Racunanje deformacija, prema drugoj mogu6nosti, slozeno je i provodi se po MKE, ali u vrlo rijetkim slucajevima. l'

428

Temeljenje

Sl.35.20. Tipski natin ispitivanja stabilnosti nizvodne kosine pretpostavljajuCi slozenu nekruinu ravan klizanja, gdje je: .sljunak (1), glineno jezgro (2), ekvipotencijalne ravni (3), slozena klizna ravan (4).

Stabilnost uzvodne i nizvodne kosine brane provodi se za branu u fazi gradenja, pri punoj akumulaciji i pri naglom praznjenju akumulacije. Kod nasipa za saobracajnice treba, takoder, voditi racuna 0 hidrodinamickim silama. Na slici 35.21. date su strujne i ekvipotencijalne linije koje se formiraju nakon dugotrajnih pad avina, ovisno 0 propusnosti podloge. U ovome slucaju Ilasip je relativno slabo propustan i natopljen vodom nakon intenzivnih poplava, na nepropusnoj podlozi, tako da je cijeli presjek potpuno zasi6en vodom (sI.35.21.-a) i djelomicno zasi6ell nakon povlacenja vode (s1.35.21.b). U oba slucaja nivo vode u Ilasipu je ve6i od nivoa podzemne vode u terellu i oko Iljega. Zato Ilastaje filtraciono polje prikazano strujnim i ekvipotencijalnim linijama. Strujni pritisak je nepovoljan, te kosine u oba slucaja moraju imati blag nagib. Povoljnije je ako se ugradi horizontalni filtracioni sloj (sL35.21.-c), iIi ako je nasip Iociran na vodopropusnoj podlozi (sL35.21.-d). Temeljenje

429

35. Graaevine od nasutih materijaia

Xl Zagati i graaevine od nasutih materijala

S1.35.21. Filtraciona mreia nasipa pod raznim uslovima jiltracije: nasip na nepropusnoj podlozi nakon .fto se poplavna voda povukla (a), i uJazi povlacenja (b), nasip na nepropusnoj podlozi sa Jiltracionim slojem (c), nasip na propusnoj podlozi (d), (Nonveiller, 198/).

35.4.3. STABILNOST KOSINA I TEMELJA

Ispitivanjem vise pretpostavljenih ravni sloma razlicitog oblika i polozaja dobije se klizna ravan sa najmanjim faktorom sigumosti. Nagib uzvodne i nizvodne kosine i raspored rnaterijaJa u tijeJu brane treba mijenjati sve dok se ne dobije za sva opterecenja zadovoljavajuci faktor sigurnosti. Na slici 35.22. dato je nekoliko tipicnih primjera homogenih i zOlliranih brana na stijenskorn masivu i glinovitom tlu. OViSllO 0 tIu u podlozi klizne ravni raznog oblika pretpostavljamo da su u sarnome tijelu brane iii one zadiru i u podlogu. U homogen
35.4.4. FlLTRACl]A VODE KROZ BRANU I TEMELJ

NY.

® ----/-

---S1.35.23. Filtraciona mreia za homogenu branu sa nizvodnim jilterom (F) na bazi koje se moie proracunati ukupni protok (Q).

S1.35.22. Tipicni oblic; sloma u razliCitim homogenim ; zoniranim branama i na razlicitoj podlozi: kruina u homogenoj bran; na stijeni (a), opCi iii diskontinuirani oblik u tijelu brane (b i c), diskontinuirana u zoniranoj brani i u nevezanom tlu (d, e, f), gdje je: stijenski masiv u temeljima ( I), glina u temeljima (2), potporna tijela (3),

glineno jezgro (4), klizne ravni (5). 430

Teme{jenje

Voda usporena branorn iIi nasi porn filtrira se kroz sarno tijelo brane i kroz temeljno tlo, u poprecnom presjeku, od uzvodne prema nizvodnoj kosini. U poglavlju IV115 dat je naCin proracuna protoka kroz promatrani poprecni presjek brane. Premajednadzbi 15.37. ukupni protok iznosi (sI.35.23,): Temeljenje

431

XI Zagati i graaevine ad nasutih malerijala

35. Grailevine ad nasutih materijala

n Q=k·H-L, za na

--"-=

b. Is

tt:

1'Z'j

(35.8.)

gdje je:

tacku E i sijeci kosinu pod pravim uglom, jer je ona ekvipotencijalna ravan. Dio EF na uzvodnoj kosini tangentno se prikljucuje na parabolu. Procijedna linija se u tacki I tangencijalno odvaja, auG prelazi tangencijalno u nizvodnu kosinu. Duzine IH i HG su priblizno iste i dobiju se preko koeficijenta N (sL35.25.-b) pomocu izraza: (35.10.) A=N·l.

na - broj ekvipotencijalnih intervala !:Jl ; nf -

®

broj strujnih kanala;

k - koeficijent filtracije.

Brzina kojom voda struji unutar presjeka, intenzitet strujnog pritiska, protok i izlazni gradijenti racunaju se prema teoriji potencijalnog toka (poglavlje IV/IS). U jednostavnijim sillcajevima samo procijedna krajnja linija moze dati dobar pregled vodnog potencijala. Ona se u trapeznom homogenom profiJu nasipa na nepropusnoj podlozi moze dovoljno tacno graficki konstruirati prema metodi Casagrandea (Kasagrande, 1937).

@ N

0.4 0.3

'----

0.2

0.1

o

30'

60'

-

r--

90'

~ 120'

~

150'

180' J..

SI.35.25. Detalj brane sa nizvodnim filterom i naCinom konstrukcije parabole (a), te dijagram za koeficijent N, ovisan 0 uglu nizvodnog nagiba kosine a (b).

@ H

SI.35.24. Graficka konstrukcija linije slobodnog fica vode u homogenoj brani (Casagrande,

1937).

Osnova za crtanje krajnje procijedne linije je parabola AHDB sa Zaristem 1I tacki C, 1I podnozju nizvodne kosine (sI.35.24.), iii na krajll drenaZnog filtera (s1.3S.2S.-a), sa razmakom (s) do direktrise: 2

S=.JH +d 2 -d.

Udaljenost tjemena parabole B od tacke C iznosi

%.

(35.9.)

Tangenta na

SI.35.26. Tipicna strujna mreza kroz branu na temeljima sa razliCitim koejicijentima

propusnosti (Cedergren, 1948): propusnosr nasipa 10 puta propusnosti temelja (a), propusnost nasipa 0,1 puta propusnosti temelja (b), prorok kroz nehomogenu branu i temelje (c), transformisani presjek brane sa propusnosti temelja 30 puta propusnosti brane sa drenom (d) (Sherard, Woodward i dr. 1963).

parabolu u tacki D ima nagib od 45°, na okomicu kroz tacke C, D. Tacka Ana nivou vode ispred brane lIdaljena je za

7j

od tacke E, u kojoj vodno lice sijece

lIzvodnu granicu pokosa. Procijedna linija na uzvodnoj kosini mora proci kroz 432

Temeljenje

Na osnovu procijedne linije lahko se nacrta priblizna slika strujne mreze i izracuna smjer i veliCina strujnog pritiska, odnosno uzgona, kako bi se dobio koeficijent sigurnosti kosine i proracuna kolicina protoka. Slicno se moze pronaci Temeljenje

433

XI Zagati i graaevine od naslltih materijala

35. Graaevine od nasutih materijala

procijedna iinija i 7,a nehomogen nasip, u kojemje propusnost potpornih tijela veca od propusnosti jezgre (vidjeti Nonveiller, 1981). Na slici 35.26.-a i b data je strujna mreZa kroz tijelo homogene brane i ispod kroz temelje sa razlicitim propusnostima nasipa i temelja, a na slici 35.26.-c filtraciona mreza kroz nehomogenu branu i temelj. Transformisani presjek brane sa 30 puta vecom propusnosti u temeljima prikazan je na slici 35.26.-d.

teorije elasticnosti kod analize stabilnosti brane ucinio je Jurgenson (1930). On je dao kompletno rjesenje za napone u elasticnom tlu od trokutaste raspodjeJe opterecenja na povrsini elasticnog poluprostora (s1.35.27.). Rjesenje je zasnovano na proracunu napona integracijom Boussinesqove (Busineskove) jedl1adzbe za opterecenje poluprostora koncentrisanom siIom.

®

@

35.4.5. DISTRIBUCIJA NORMALNIH I SMICUCIH NAPONA I DEFORMACIJE NASUTIH GRADEVINA Nasipe i brane treba po pravilu graditi na tlu koje se malo sIijeze, kako ne bi nastale vece deformacije zbog slijeganja temelja, koje bi mogle dovesti do pukotina u nepropusnim dijelovima bral1e kroz koje bi filtrirajuca voda erodirala materijal i dovela branu u nestabill10 stanje. Ako bi deformacije tla ispod brane bile veJike, morale bi se preduzeti konstruktivne mjere i oblikoval1jem sprijeciti posljedice velikog slijegal1ja. U ovome slucaju moZe se razmatrati: »> uklanjanje slabijeg sloja do cvrste stijel1e; iii »> graditi nasip, odnosno branu, sporijim tempom, kako bi se do dovoljno konsolidiralo prije daljnjeg opterecel1ja; iii »> ubrzati proces konsolidacije vertikalnim i horizontall1im drel1aZama ispod nasipa i posebno u podrucjima gdje su napol1i smicanja maleni. Koeficijent sigurnosti od sloma tla ispod temelja brane, koja se uzima u vidu trokutastog opterecenja, racuna se prema metodama koje su opisane u tackama 12, 13, 14 i 22. Parametre cvrstoce treba uzeti ovisno 0 vrsti tJa i brzini nanosenja opterecenja, odnosno gradenja nasute gradevine. Ako je tlo veoma propusno, iIi je ta propusnost kod manje propusnog tla obezbijedena drenazama, te se tlo brze drenira od izvodenja radova, uzimaju se podaci od dreniranog uzorka, jer je pomi pritisak u ovome slucaju zanemarljiva velicina. Ako je tlo u temelju malo propusno, stvara se pomi pritisak, cija velicina ovisi 0 brzini izvodenja nasute gradevine i usiova dreniranja. U ovome slucaju efektivni napon (0"'= 0" - u) bit ce najmanji pri kraju gradenja i njega treba uzeti pri proracunu koeficijenta sigurnosti koji ce II toj zavrsnoj fazi gradenja biti najmanji. Ako se kod malopropusnog tla gradi veoma brzo, mora se racunati sa parametrima smicanja koji se dobiju brzim l1ekonsolidiranim ispitivanjem uzorka tia na srnicanje. IznalaZenje napona i deformacija u tlu ispod brana i nasipa bazira se na teoriji elasticnosti i teoriji plasticnosti. Mnoga starija rjesenja bazirana na teoriji elasticnosti poluprostora, koji je opterecen trokutastirn opterecenjem, uzimaju da smicuci naponi na horizontalnoj ravni variraju od nule u sredini simetrije do maksimuma na kraju trokutastog opterecenja

~ y. H . tglfl).

Ovakav nacin

proracuna nema realne, prakticne i teoretske osnove. Prvu prakticnu primjel1u 434

Temeljenje

1.50

~~~~~~-+--~~--4-~--~tW 2

l,.,-~~=:!-:-:-:l~-:-I:-:-::~::::;:--::-!:-::-::,~-::::::-::-::!:::,-:-::::-:-:1.75 100b 125 1.50

SI.35.27. Teoretska raspodjela maksimalnih smicucih (a) i normalnih napona (b) u elasticnom poluprostoru ispod trokutastog vertikalnog opterecenja (Jurgenson, 1934; Sherard, Woodward i dr. 1963).

Teoretsku raspodjelu napona ispod brane prema teoriji elasticnosti obradivali su i ml10gi drugi autori (Middlebrook, Bishop), a u posljednje vrijeme i prema teoriji plasticnosti (Sherard, Woodward i dr.1963). U tackama 13 i 16 obradeno je slijeganje i konsolidacUa tla ciji principi i metode proracuna se primjenjuju i na deformacije brane i temelja. Nasuti materijali, prirodno talozel1i iIi vjestacki zbijani, slijezu se i deformisu pri promjeni opterecenja. Ukupl1e deformacije mogu se podijeliti na tri komponente i to (Nonveiller, 1983): a) zaprerninske deformacije nastale istiskivanjem vode iz pora nakon opterecel1ja, uz postepenu konsolidaciju; b) distorzijske deformacije nastale bez promjene volumena tokom promjene opterecenja; c) viskozl1e deformacije nastale distorzijom i promjenom volumena strukture tla, pri konstantnom naponu; viskozne deformacije mogu trajati dugo nakon konsolidacionog slijeganja. Ukupno slijegal1je (s) jednako je zbiru ova tri cinioca. Prirasti slijeganja (As) nakon izgradnje brane posljedica su konsolidacije pornog pritiska u Temeljenje

435

XI Zagati i grailevine od nasutih materijala

malopropusnim zonama brane i u temelju, ako je tlo pod branom stisIjivo i malo propusno. Posebno interesantno je slijeganje krone brane nakon njenog zavrsetka radi odredivanja velieine nadvis.enja. Obieno se ne provodi potpuno taean proraeun, vee se ocijeni na bazi aproksimativne raspodjele napona u tijelu brane i deformacionim osobinarna ugradenog rnaterijala. Prerna vee poznatirn izrazima za vertikalni napon (oJ i modul deforrnacija (M v) dobije se izraz za slijeganje u obliku (jedn.13.6. i 13.7.):

POGLA VUE XII

OSIGURANJE ISKOPA, ASANACIJA KLIZISTA I PRIMJENA ANKERISANJA

s=f~O"Z·.6.z:::f ~ei

. .6.z. (35.11.) oMv ol+ei Jednostavniji je proracun preko indeksa stisIjivosti - bujanja (Cs ), jer je on konstantna velieina za napone do prethodne konsolidacije (0" p), odnosno preko koeficijenta stisljivosti Cc za napone veee od 0" p, te ee biti (vidjeti sl.7.4. i jedn. 7.17.):

).&.

±~ CsLlog O"p +CcL1og O"j+l o 1+ e l 0"; 0" modula deformacija (M J i stisljivosti

s:::

p

i

(35.12.)

w o o o 3

Parametri bujanja (Cc i Cs ) utvrduju se ispitivanjern neporerneeenih uzoraka materijala iz temelja, koji su potpuno zasieeni, pa slijeganje uzorka odgovara prornjeni volurnena nakon potpune konsolidacije. Konsolidaciono slijeganje izraeuna se iz diferencijalne jednadZbe za anizotropno propustan nepotpuno zasieen rnaterijal (vidjeti vise NonveilIer, 1983).

" ... Lose je djelo baciti na zemUu plodove svojih predaka ... To nas umanjuje ... " Paul Sejourne, veliki francuski graditelj mostova

436

Temeljenje

437

O

vim poglavljem obraduje se osiguranje gradevinske jame pri izvodenju temelja gradevina (36), asanacija klizista - ruceva (37) i ankerisanja u tlu i stijenskom masivu (38), sa ciljem poboljsanja uslova njihove stabilnosti. Obicno iskop za mnoge gradevinske objekte zahtijeva stalna iIi povremena osiguranja, radi sprecavanja urusavanja iIi slijeganja tla. Posljednjih decenija znatno je uznapredovala tehnika i tehnologija izvodenja zemljanih i drugih gradevinskih radova u tJu i stijenskom masivu koje treba osigurati za bezbjedno i efikasno izvodenje radova na iskopu za temelje objekta. Ovim poglavljem bit ee obuhvaeena samo osiguranja i zastite radova na povrsinskom iskopu, jer se podzemni radovj, kao veoma znacajna oblast, izucavaju posebnim disciplinama. Prirodnim stanjem iii Ijudskom djelatnoseu mogu da se izazovu prirodni poremecaji tla iii masiva, koji dovode do nestabilnosti i klizanja padina u manjem iii vecem obimu. Odredene mjere zastite i nacina asanacije padina u pokretu bit ee prikazane u ovome poglavlju. Razni tipovi ankerisanja koriste se kod mnogih geotehnickih zahvata i stalno se unapreduju nacilli poboljsanja mehanickih karakteristika t1a i stijellskog masiva. U narednim izlaganjima dat ee se opee karakteristike, tipovi, primjena i oSllove proracuna ankera. 439

36. Pripremni radovi u flu i osiguranje gradevinskejame

\ 36. PRIPREMNI RADOVI U TLU I OSIGURANJE GRADEVINSKE JAME ,36.1;/OPCENITO 0 GRADEVINSKOJ JAM! ~"

,/

U gradevinarstvu se otvorenom gradevinskom jamom, iIi temeljnom jamom, naziva definisan prostor siguran za rad i pristupacan za transport, potreban za izvodenje projek.1:ovane temeljne konstrukcije. Izvodenju gradevinske jame mora se prici studiozno, strucno i kvalitetno, jer se nepainjom mogu ugroziti zivoti radnika, prolaznika, susjedni objekti, zivotna sredina, a nekada se moze dovesti u pitanje ekonomicnost i sigurnost izvodenja samoga objekta. Kao i za sam objekat, potrebno je prethodno provesti odredena geoloska, geotehnicka i druga ispitivanja _ radi upoznavanja sa osobinama tla, te izvrsiti izbor najpovoljnije metode, projektno rijesiti i proracunima dokazati sigurnost gradevinske jame. InZenjeru se prepusta inicijativa i masta za izbor najpovoljnijeg rjesenja, jer mu se pruzaju siroke mogucnosti izrade temeljlle kOllstrukcije sa gradevinskom jamom. Izbor metode izrade gradevinske jame ovisi 0: a) osobinama t1a u kojem se izvodi gradevillskajama; b) polofuju temeljne plohe u odnosu na nivo vode, ~. da Ii je nivo vode ispod temelja, plitko ispod povrsine tla, iIi je iznad povrsine tla; c) dubini temelja ispod povrsine tla; d) hidroloskim i hidraulickim uslovima na gradilistu; e) blizini susjednih objekata, odnosno 0 prostornoj mogucnosti; f) raspolozivim metodama proracuna j izvoaenja uz vodenje racuna 0 ekonomicnosti, vremenu trajanja i sigurnosti izvodenja. Kada se nivo podzemne vode nalazi dublje od temelja, moze se kopanje obaviti u otvorenoj gradevinskoj jami sa nagibima sto ovisi 0 vrsti tla, odnosno masiva. Ako prostorne mogucnosti ne dozvoljavaju izradu kosina, onda se iskop vrsi vertikalno, i mora se osigurati oplatom iii pribojem. Kod pJicih gradevinskih jama u koherentnom tlu moze se nekada iskop izvesti i bez razupiranja bokova iskopa. Ako je nivo podzemne vode plitko ispod povrSine t1a, onda se pod zastitom jedne od vrsta zagata (priboja) vrsi iskop, sa ispumpavanjem vode iIi bez toga. Ponekad se vrsi iskop i betoniranje pod vodom, posebno u pjeskovito - pjescanim materijalima, gdje prijeti opasnost od hidraulickog sloma tla. U ovakvim se materijalima obicno snizuje nivo podzemne vode ispumpavanjem vode iz bunara oko gradevinske jame (sL34.17.-b). Temeljenje

441

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

Pri izradi temelja iznad vode gradevinska jama se formira od jednog iii vise tipova nepropusnih nasutih drvenih iii celicnih zagata, koji su prije objasnjeni, iii se koristi jedna od metoda izrade dubokih temelja (bunari iii kesoni), sa umjetno nasutog ostrva, iii se dio temelja i konstrukcije plivajuci dopremi vucenjem do mjesta rada. Kod zagata nad vodom nekada se iskop i betoniranje vrsi u mirnoj vodi, a najceSce se voda ispumpava do dna gradevinske jame i izvodenje temelja vrsi se u suhom.

36.2. PRIPREMNI RADOVI U TtU I NA GRADILISTU Svaki gradevinski zahvat zahtijeva izvodenje odredenih pripremnih radova u tlu ijili stijenskom masivu sto se cesto iz bezbjednosnih razloga mora osigurati zbog urusavanja raznim tehnicko - tehnoloskim mjerama. Metode izvodenja radova u gradevinskoj temeljnoj jami danas ukljucuju visok stepen mehanizovanosti, radi cega treba pripremiti gradiliste za efikasno i sigurno njegovo iskoristenje. Pristupni putevi treba da obezbijede tempo brzog mehanizovanog izvodenja radova u svim vremenskim uslovima. lednako vafua je potreba na dreniranju gradevinske jame, kako bi se radovi mogli izvoditi u suhom, bez znacajnijeg ispumpavanja vode iz gradevinske jame. Izvodenje specificnih radova teskom i udarnom mehanizacijom zahtijeva stabilnu radnu povrsinu sa dovoljno prostora za izvodenje pojedinih operacija.

. 36.2.1.\PRISTUPNI PUTEVI I Oblik i nacin izvodenja pristupnih, odnosno privremenih gradilisnih puteva, ovisi, naravno, od o~jekta, uslova i vrste tla. Na dobro dreniranom tlu od pijeska i sljunka nije potrebna posebna kolovozna konstrukcija nego samo iskop, ravnanje i valjanje pod loge, cime se dobije dobra kolovozna povrsina. Pjescana podloga se u eksploataciji izbrazda u vrlo susnim podrucjima iIi za vrijeme obilnih padavina. Ako je potrebno da se poveca stabilnost podtla moze se to postici valjanjem kamel1a, krupnog sljunka, cvrstog skriljca, iii prefabrikovanih dijelova od betona iIi celika. Kada je podloga od cvrstog kamena, kolovozna konstrukcija se formira samoizravl1avanjem, razastiral1jem i valjanjem kamene sitnezi, iii drugim sitnim kohezivnim materijalom. Sve vrste gradilisnog saobracaja mogu se odvijati po glinenom tlu, u vrijeme susnog perioda. Tako, ako ce se saobracaj odvijati samo u susnoj sezoni, onda nije potrebno izvoditi posebnu kolovoznu konstrukciju. Medutim, ako program izvodenja zabtijeva kontinualan rad tokom cijele godine, onda je kolovozna konstrukcija apsolutno potrebna. Vazno je da se U ovakvom tIu 442

Temeljenje

36. Pripremni radovi u flu i osigurarije graaevinskejame

privremeni put izvodi u susnom periodu. Desava se da na neadekvatno izvedenoj kolovoznoj konstrukciji na glinenom tlu teska vozila naprave kolotecinu u koju se infiltrira voda, tako da sarno nabacajem kamena, iii otpadaka ne rjesava se problem odvijanja gradilisnog saobracaja. Sarno eventualno nasipanje 1,0 - 1,5 m debljine krupnog materijala moze sprijeciti ovu pojavu. Elementi trase i sirina planuma gradilisnih puteva mora se prilagoditi karakteristikama saobracaja i terenskim uslovima. Dobro uvaljani sljunak, vezan zemljanim materijalom i staino odrZavan vlaZnim, moze da zadovolji vecinu gradilista. Potrebno je stalno odrzavati puteve polijevanjem vodom iz cisterne i ravnanjem sarazastiranjem dodatnog sljwlka sa nabijanjem, cime se postize ravan kolovoz. Pogresno je praviti uske gradilisne puteve, jer teska vozila u mimoilazenju cesto silaze sa kolovozne trake i ostecuju trup puta. Ponekad se povrsina kolovozne trake zasticuje bitumenom, sto moze poboljsati odvodnju i donekle sprijeciti ostecenja kolovozne konstrukcije. U vrlo mehkim iii mocvarnim organskim tlima poJazu se geotekstilne mreZe, cime se armira nasip na slabom tIu. Primjena geotekstila moguca je i kod odlagaliSta otpada i naslaga jalovine iz rudnika. Osnovni nedostatci slabog tla su velika stisljivost i niska smicuca cvrstoca, te prema ovome treba obratiti paznju na pojavu velikih slijeganja i slom nasipa. ledna od mogucnosti poboljsanja karak1:eristika u ovakvom tlu je njegovo arrniranje geotekstilom (netkani tekstiI) iIi povezanim polietilenskim cijevima, preko kojih mogu prelaziti teski gradevinski strojevi. Kod nasipa na slabom tIu funkcija armature je "arrniranje" i "razdvajanje". Kod niskih nasipa armatura sprecava propadanje krupnih komada kamena iz nasipa u podlogu (razdvajanje), a kod velikih nasipa sprecava tendenciju sirenja na rubovima i preuzima smicuca naprezanja na rubovima. Na slici 36.1. dat je nacin kotvljenja armature u nasipima na slabom tlu putem savijanja na kraju nasipa (a), izradom berme (b) i ankerisanjem.

®

S/.36.1. NaCin polaganja i ankerisanja (kolvljenja) geotekstif!1( armature u nasipima na slabom tlu: savijanjem na kraju armature (a) i izradom herme (h). Temeljenje

443

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

Mnogo bolji uslovi transporta i rada u gradevinskoj jami u vlainoj sezoni mogu se obezbijediti dreniranjem i odvodenjem povrsinskih i podzemnih voda. Privremeni putevi trebaju biti osigurani iskopanim kanalima uzduz puta, a kod podzemnih voda drenaiama i zastieenim pokosima sljunkom, kamenom, bez geotekstila iii sa njim (s1.36.2.). Kod blagog pokosa i niskog nivoa podzemne vade strujne linije gravitiraju kanalu i nema opasnosti ad filtracije i iznosenja cestica tla sa pokosa (s1.36.2.-a). Kod strmijeg nagiba i visim nivoom podzernne vode nastaje filtracija na pokosu i postoji opasnost od ispiranja cestica j nestabilnosti pokosa (sJ.36.2.-b). Ovo se moze popraviti postavljanjem filterskog sloja po pokosu i izradom horizontalne drenaie (36.2.-c).

36. Pripremni radovi u tlu i osigurarlje gradevinske jame

slozeni, opseini i obicno dugo traju. Za ove radove potrebno je saciniti poseban program radova i zasebnu organizaciju izvodenja pripremnih radova. Ovo se posebno odnosi na izvodenje hidrotehnickih objekata (brane, strojarnice, preljevni organi i dr.), gdje je za formiranje gradevinske jame potrebno izvesti obimne radove na zagatima i vodozaptivanju tla. Kod dubokih temelja, miniranja iIi zabijanja sipova mora se obratiti puna painja na objekte u blizini gradilista. Prije pocetka i vise puta u toku rada treba prekontrolisati stanje na objektima, registrovati eventualne pukotine, slijeganja, ostecenja i dr., i to potkrijepiti fotodokumentacijom. Kod veoma bliskih objekata potrebno je provesti i zastitne mjere na gradilistu i rad provaditi prema propisanim tehnickim uslovima. U fazi pripremnih radova treba kod velikih objekata definisati i ispitati mjesto za pozajmiste materijala, kamenolom (eventualno) i odlaganje iskopanog materijala, posebno kada se radi 0 znacajnim kolicinama. Pripremnim radovima se cesto poremeti prirodna okolina, te je nakon zavrsetka svih radova potrebno rekultivisati podrucje oko objekta.

36.3. METODE ISKOPA I NJIHOVA STABILNOST S1.36.2. Filtracija vode u sirokolll iskopu iii pored privremenog pula: stabilno slanje (aJ, nestabilno stanje (b), povecanje stabilnosti pokosa drenaiom (c), gdje su: strujnice (1), jarak pored puta (2), filter na kosini (3), drenaina cijev sa jifterom (4), geotekstil (5).

Gradilisni saobracaj moze biti veoma intenzivan, a vozaci nemaju dovoljnu preglednost, radi cega je potrebllo izvrsiti saobracajnu signalizaciju kao i na glavnim putevima, jer se u posljednje vrijeme na gradilisllim saobracajnicama cesto desavaju udesi sa znatllim materijalnim i Ijudskim gubicima.

U osnovi, razlikujemo Siroki, uski i kombinovani iskop u tlu ilili stijenskom masivu. Pod sirokim iskopom podrazumijeva se masovni obimniji iskop u prostranoj gradevinskoj - temeljnoj jami, gdje se moze koristiti i mocnija mehanizacija za iskop i transport iskopanog materijala. Pod uskim iskopom podrazumijeva se kopanje u uskom, kao npr. za plitke temelje, temelje samce, temeljne trake, drenaie i za razne instalacije u raznim materijalima. 36.3.1. SIROKI I USKI ISKOP BEZ RAZUPlRANJA

\16.2.2.PRIPREMA GRADILISTA ZA IZGRADNJU Priprema gradilista za iskop pocinje ciseenjem stabala, korijenja, zbunja i ostalog rastinja, oznacavanjem svih podzernnih telefonskih, elektro, plinskih, vodovodnih i kanalizacionih instalacija. Ovo je veoma znacajno, jer se mocnim sredstvima za iskop i transport materijala znajll presjeci ove instaiacije i izazvati poplavu gradilista iIi ugroziti zivot radnika i okoline. testo mogu biti izazvani veoma veliki materijalni troskovi sto izaziva duzi zastoj u izvodenju radova. Posebna paznja mora se obratiti na elektricne podzemne i nadzemne kablove i prelaske strojeva preko njih i na rad u njihovoj neposrednoj blizini. Kod gradevinskih jama sa podzemnom i nadzemnom vodom priprema gradilista je slozenija. Prethodno je potrebno izvesti vodozaptivne radove koji su 444

Temeljenje

Posljednjih desetljeea razvili su se moeni strojevi 72 busenje, iskop, utovar, prevoz i ugradnju nasutih zemljanih i kamenih materijala. Povecana je veliCina, snaga, ucinak i sigurnost strojeva, kao i njihov komfor, a time osigurana i veca ekonomicnost u radu. Iz velikog broja raznovrsnog strojnog parka umjesnost je: (i) izvrsiti pravilan izbor vrste, velicine i broja strojeva; (ii) provesti uspjesnu organizaciju koristenja strojeva; (iii) organizirati tekuce odrzavanje, generalne opravke j servisiranje sa nabavkom rezervnih dijelova i dr. Izbor strojeva za iskop najvise ovisi 0 kolicini i udaljenosti gomilanja materijala. Do 100 m skupljanja materijala ekonomican je bulldozer (buldozer), kojim se materijal reze i gura na manjll udaljenost. Za veee udaljenosti kod povrsinskog kopa, koristi se scraper (skrejper), koji u voznji reze puni kos i prenosi ga na istovarno mjesto. On nije podesan za duboke iskope i male povrsine. Temeljenje

445

XlI Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

Grader (grejder) je samohodni iii vueeni stroj, koji boenim nozem reze tlo do 1,0 m visine i usmjerava ga na mehanieki ekskavator, a ovaj u vozila iii samostalno poravnava nagibe kosina. Prikladna udaljenost je oko 800 - 1000 m. Razni tipovi mobilnih rovokopaea sltiZe kod dubljih iskopa na malom prostoru, kao sto su temelji samci, trakasti temetji i rovovi za razne instaIacije. Dragline (dreglajn) je korisni stroj kod iskopa u krugu oko kompletiranog temelja. Postoje i drugi razni tipovi strojeva za iskop u tIu, a oni se statno usavrsavaju. Pored strojeva za iskop, u ciklusu ugradnje materijala, vazna su utovama j transportna sredstva, kao i strojevi za sabijanje nasipa, te uredaji za selekcioniranje materijala. Za transport iskopanog materijala danas se koriste razna teretna vozila 3 zapremine 10 m 3 do 40 m • Sto je veca dtiZina prevoza i sto je veca ukupna kolicina materijala, potrebna su vozila vece korisne zapremine. Razastiranje materijala vrsi se buJdozerima, a zbijanje nasipa jezevima. glatkim valjcima, vibrovaljcima i pneumatskim valjcima. Iskop u stijenskom masivu vrsi se pomocu eksploziva. koji se ulafe u prethodno izbusene rupe raznim rotacionim tipovima strojeva za busenje. - P~sljednjih decenija, kod sirokih iskopa u evrstom masivu koristi se tehnika "pre splitting'" (pre - spliting), kod koje se busotine izvode oko perimetra iskopa na cijelu dubinu. Posebnim punjenjem busotina i paljenjem prije od ostalih mina u iskopu vrsi se "ravno" odsijecanje, bez prekopa.

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gradevinske jame

rJesava se na prije dat naCin, u zavisnosti od parametara evrstoee tla i uticaja podzenmih i povrsinskih voda. Boene strane vertikalne (a) iii gotovo vertikaIne (b) sa bankinama iIi bez njih (c, d) izvode se kod manjih dubina bez razupiranja, ako geoloska grada i .struktura tla to dozvoljava i ako nece ostati tako dugo nezaSticene. Kod neosiguranih duzih bokova dobro je da se gradevinska jama izvodi u kampadama, kako bi vrijeme od iskopa do njegovog zatvaranja bilo sto kraee. ..

"~-".~~"

,

\

36.3.2. JsTABILNOST POKOSA U SIROKOM ISKOPU /

Cetiri su glavna elementa koja treba uzeti u obzir prilikom determinisanja stabilnosti pokosa sirokog iskopa: (i) vrsta i osobina tla, (ii) dtiZina vremena koje se trafi da iskop ostane otvoren, (iii) vremenski uslovi i (iv) dopustivi stepen rizika. Daljnji vaWn faktor je sirina iskopa, odnosno gradevinske jame, koja ce se tretirati posebno.

36.3.2.1. Stabilnost pokosa u koherentnom tlu Plitke gradevinske jame u koherentnom tiu kao sto su nonnalno konsolidirane gline teoretski se izvodi bez razupiranja do dvostruke kriticne dubine (jedn. 18.20.): 2c (36.1.) Do:::: 2Dc = 2 rr;- .

y·"KA Prema slici 36.4. boene strane iskopa u homogenoj glini mogu kratkotrajno stajati nepoduprte, sve do pojave pukotina u vlacnoj zoni, kada dolazi do urusenja. Zato se iskopi vece dubine od Dc bezuslovno razupiru.

@)

S1.36.3. Bokovi graaevinske jame: vertikalan (a), blago nagnut (b), vertikalan sa bankinom u masivu sa nagibom slojeva prema vani (e), blago nagnut sa bankinom (el), kosina iznael nivoa podzemne vode (e), djelomicno ispod nivoa podzemne vode (f).

Duboke i siroke gradevinske jame rade se sa vertikalnim iIi kosim nagibima, sa medubankinama iIi bez njih (s1.36.3.). Izvodenje blafih kosina (e, f) je povoljnije ako je prostor oko gradevinske jame slobodan i ako visak materijala ima gdje da se ugradi, s tim da je trosak iskopa za kosine manji od razupiranja. Nagib kosin a O:n) dimenzioniramo tako da je koeficijent sigumosti (1':,) barem 1,2. Kada je nivo vode visi od kote dna iskopa (sI.36.3.-f), nagib kosine ispod nivoa vode mora biti blafi od kosine iznad vode, posebno u slueaju pumpanja vode iz gradevinske jame, zbog mogueeg djelovanja strujnog pritiska. Stabilnost kosina

446

Temeljenje

®~ I I '( 0 c "-fi
@)

00

A SI.36.4. Raspodjela aktivnog pritiska (pJ u koherentnom tlu: aktivni klin pritiska (a), dijagram pritiska kaela nema pukotina (b) i kada ima vlacnih pukotina u klinu do dubine Dde). Temeljenje

447

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gradevinskejame

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

Dok nema pukotina, rezultirajuci pritisak tla jednak je nuli (sl.36.4.-b), a pri njihovoj pojavi u glinovitom tIu aktivni pritisak (PA ) djeluje ispod gornje kriticne visine (Dc). U ovome slucaju gradevinska jama se mora razuprijeti. Cvrsta glacijalna ilovaca moze dugo da stoji gotovo vertikalno, sa manjim urusavanjem na povrsini kao rezultat djelovanja mraza iIi erozije pijeska iz ilovacastog materijala. Ima primjera da je iskop dubine do 12,0 m bio nepoduprt sest mjeseci, sto je, naravno, veoma rizicno. Cvrsta ali ispucala glina zadaje poteskoee kod stabilnosti pokosa. Klizanja U ovakvom materijalu su najcesee rotaciona po predisponiranim ravnima ispucalosti. Ako nema rizika za konstrukciju i radnike, nagib kosine moze da iznosi 1:0,5, u suprotnom 1:2 iii 1:2,5. Cesto se pokosi za kraci period obezbjeduju polietilenskim prekrivaeima radi sprecavanja dotoka vode u pukotine. Odredena sigurnost kosine dobije se stepenastim njenim izvodenjem u slucajevima kada gradevinska jama ostaje duze vremena otvorena. Nekada se pokos gradevinske jame povrsinski zastieuje mreiama iIi mreiama i torkretom (spricanim - mlaznim betonom) sa ho!izontalno busenim drenaZama.

36.3.2.2. Stabilnost pokosa u nekoherentnom tlu Kosine od suhog pijeska i sljunka mogu stajati pod uglom koji je ekvivalentan prirodnom ugiu mirovanja bez obzira na dubinu. Vrijednosti ovih uglova date su, prerna Terzaghiju i Pecku u tabeli 36.1. (Tomlinson i Boorman, 1995). Uglovi mirovanja za suhi pijesak

Podzemne vode obieno izazivaju najvise potesko6a kod iskopnih radova. Teku6e podzemne i povrsinske vode utjecu na stvaranje erozivnih procesa i nestabilnosti sve do kolapsa pokosa u otvorenoj gradevinskoj jami. Posebno izazivaju poteSkoee slojevi prasine iii prasinaste gline unutar pjescanog tIa sa podzemnom vodom. Ovi proslojci prasine iIi praSinaste gline podvrgnuti su tecenju od povrsine prema unutrasnjosti i izazivaju poremecaje do sloma i povlace za sobom vise stabilnih slojeva tla. U ovome slucaju rjesenja su sa jednozidnim drvenim,celicnim, iii betonskim zagatima (pribojima).

36.3.2.3/Stabilnost pokosa u stijenskom masivu Stijenski masiv je ispucao i prozet mnogim sistemima diskontinuiteta, tj. rasjeda, pukotina, prskotina i drugih kraskih fenomena. Zbog ovoga se ne moze uzeti kao siguran vertikalan iskop bokova gradevinske jame i bez poteskoea. Stabilnost pokosa ne ovisi 0 cvrstoei na smicanje kamena kao monolita, vee 0 poloiaju i uglu nagiba slojeva, ispuni izmedu slojeva i stepenu ostecenosti stijenskog masiva. Ukoliko slojevi imaju nagib od iskopa prema unutra, moze se vertikalni iii skoro vertikalni pokos iskopa uzeti kao stabilan (sI.36.S.-a). U ovom slucaju, ovisno 0 vrsti stijenskog masiva, bit ce eventualno potreba sarno za povrsinskom zastitom od mreZa, sa ankerima iii bez njih, radi spreeavanja manjih povrsinskih otkidanja komada kamena. Za slucaj pada slojeva prema iskopu iIi ako su uslojeni i izIomljeni kameni blokovi na sloju razdrobljene kamene sitnezi iii na grusu, potrebnaje zastita pokosa (sI.36.S.-b i c).

@ Tabela36.1 .

....

Vrsta pjjeskai~ljunka .•...

Rustresit Zbijen

Pril:odni ugao nagiba, suhogpijeska

.a(oJ . . . . . . .

Ravnomjemo zaobljena. U glusta zmu dobro .• zma .in"anuliranu·... 28,5 34 33,0 46

Vlazni pijesak i pjeskoviti sljunak posjeduju izvjesni stepen kohezije, te moze bok iskopa gradevinske jame da stoji vertikalno izvjesno vrijeme, cak i do nekoliko nedjelja. Nestabilnost strmih pokosa u ovome tlu moze biti izazvana vodom i vjetrom, iii osteeena usljed operativnih izvodackih zahvata. Stabilnost pokosa moze se poveeati i povrsinski zastititi slojem spricanog (torkret, mlazni beton) betona na celicnoj mrezi pricvrScenoj kratkim geotehnickim ankerima za tlo. Na vertikalnim iIi blago nagnutim kosinama spricani beton se uspjesno primjenjuje u slojevirna 20 - 60 mm. 448

Temeljenje

I

I

I 1(3)1

!

1':-

I

II

SI.36.5. Iskop u uslojenom (3) stijenskom masivu: slabilan pokos (a), nestabilan sa nagibom sZojeva prema iskopu (b), nestabilan pokos zbog sioja sitnog (1) materijala (e), Ie nestabilnost pokosa zbog proslojaka gUne (2) i nagiba siojeva prema iskopu (d).

Zastita se izvodi od celicne mreze pricvrseene stijenskim ankerima, preko cega se nanosi jedan iii vise slojeva spricanog betona. U slozenijim uslovima izvode se betonski tanji zastitni zidovi, koji se prednapregnutim iii obicnim ankerima ucvrseuje u stijenski masiv (sI.36.6.). Temeljenje

449

Xli Osiguranjc iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gradcvinske jame

Nestabilnost pokosa mogu da izazovu proslojci gline izmedu blago nagnutih slojeva stijenskog masiva (sI.3S.S.-d). Stabilnost pokosa iskopa u st~jenskom masivu ovisi 0 vise faktora, a posebno od: a) vrste stijenskog masiva u kojemje pokos izveden; b) strukture, stratifikacije i poloZaja stijenskih formacija, kao sto su npr. ugao, nagib i poloZaj sJojeva i dr.; c) geometrije poprecnog presjeka pokosa bez bermi iii sa njima; d) stepena izlomljenosti (skrasenosti) stijenskog masiva; e) fizicko mehanickih osobina masiva; f) ostecenosti masiva prilikom miniranja; g) raspodjeli primarnih i sekundarnih napona prije i nakon iskopa; h) poloZaju podzemne vode iii sadrZaju vlaznosti; i) seizmickim i drugim silama koje mogu da djeluju na masiv oko gradevinske jame itd.

@

betonskim zidom i prednapregnutim ankerima. Na slici 36.6. dato je ankerisanje labilnog stijenskog bloka pjescara pored zeljeznicke pruge (a) i ankerisanje BBRV zainjektiranim ankerima (b) u masivu od krecnjacko - glinovitog lapora ispod objekta u blizini zeljeznicke pruge.

/36.4.! RAZUPIRANJE USKIH ISKOPA

/ Izuzetno vazan faktor kod iskopa uskih rovova za temelje samee iIi trakaste temeije, drenafne rovove, potporne zidove, infrastrukturne radove i dr., jeste stabilnost strana rova od urusenja. U slucaju dubokih a uskih rovova moguea su tolika obrusavanja koja mogu da izazovu zatrpavanje radnika, sto se u tome momentu nalaze unutar rova. Radi ovoga u mnogim zemljama postoje propisi 0 zastiti radnika i oni reguliSu obavezu razupiranja ovisno 0 dubini rova i vrsti materijala. Isto tako je vafno voditi racuna 0 udaljenosti deponovanja iskopanog materijala, kao i definisanju prostora za kretanje vozila i mehanickil~ sredstava na dovoljnoj udaljenosti ad ivice iskopa rova.

. 36.4.1. opel PRINelPI RAZUPIRANJA

101mm

SI.36.6. Osiguranje kosine ankerisanjem: stijenski masiv od pjescara sa rasjednom zonom i pukotinama osiguran prednapregnutim ankerima (a) (.!a,farevic, 1987), osiguranje dijela zgrade i kosine BBRV stapovima 012 mm zainjektiranim u glinovito iaporovitom sttjenskom masivu (b), (Cagalj i dr., 1987), gclje je: ankeri (I), pukotine (2), rasjedna zona (3), filter - plastika (4), filter - befon i drenaina cijev (5), izravnavCljuCi beton (6). zaWtna betonska obloga (7), armirano - betonska konstrukcija (8), predin}ektiran tro.fni lapor (9), BBRV.ftap 012 mm u bu.fotini 0101111:n (10).

Kada je ogral1lCen prostor na kome vrSlmo iskop, a dubina je veea od kriticne (Dc), moramo vertikalne bocne strane iskopa osigurati tako da bude u njemu bezbjedan rad. Privremeno osiguranje bocnih strana iskopa ovisi 0 vrsti tin, nivoupodzemne vode, dubine i sirine iskopane povrsine i 0 vremenu potrebnom za zavrsetak radova. Koherentni materijali kao sto su: cvrsta glina, kompaktan i suh glinom obavijen sljunak, eementiran pijesak, skriljae, lapor, uslojeni stijenski masiv i s1. mogu neko vrijeme da budu nerazuprti. Obicno se vrsi sarno mjestimicno razupiranje na ispuealim i rahlim mjestima, sto ovisi i od dubine i vremenskih prilika. Kod iskopa u nekoherentnom tlu potrebna je potpuna oplata obicno od horizontalnih (iIi vertikalnih) dasaka (talpi) sa vertikalnim gredieama i horizontalnim razuporama. U pijesku iii prasinastim tlima sa vodom osiguranje se vrsi prethodno zabijenim vertikalnim drvenim talpama. Vertikalne talpe imaju prednost narocito kod losijih materijala i ako se iskop fadi u blizini postojeceg objekta. Za osigilranje strana uskog rova koristi se drvena grada, metalne talpe, iii metalne pokretne opIate iii njihove kombinaeije.

Veoma cesto se izvode osiguranja pokosa sklonih klizanju (sI.36.6.-a), ili radi osiguranja objekata u neposrednoj blizini (sI.36.6.-b), oblo.znim armirano _ 450

TemclJcnje

TemelJcnje

451

XlI Osiguranje iskopa, asanacija kliziJta i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje graiievinskejame

36.4.2. RAZUPlRANJE DR VENOM GRADOM

Vertikalno iskopani bokovi gradevinske jame u nekoherentnom tIu osiguravaju se obicno horizontalnim daskama (talpama) i vertikalnim stupovima, koji se medusobno razupiru drvenim razuporama sa klinovima, kojima se vdi njihovo ucvrscenje (s1.36.7.-a). Ukoliko kohezija tla dozvoljava, talpe se mogu postavljati sa meduodstojanjima, cime se postize odredena usteda. U koherentnom tIu mogu se u uskom rovu postavljati mjestimicno horizontalne talpe i svaka ponaosob razuprijeti (s1.36.7.-b). Ponekad se za osiguranje koriste vertikalne talpe i horizontalne grede, koje se na odstojanjima od oko 1,50 - 2,0 razupiru i ucvrscuju klinovima obicno sajedne strane (sI.36.7.-c).

@

SI.36.7. Razupiranje uskih iskopa za temeVe u koherentnom tlu: razupiranje sa horizonta/nim (a, b) i vertikalnim (c) talpama sa klinovima (/), gdje su kod (b) mjestimicne horizontaine talpe razuprte pojedinacnim razuporama. Metalni razupirac sa vretenom na vijak (d).

Drvena grada je obicno rezana, ali se za razupore koriste i oblice. U upotrebi su i metalni razupiraci na izvijanje (sI.36.7.-d) koje je moguce prilagoditi sirini iskopa. U nekoherentnom tlu obicno se oblazu u cijelosti vertikalne strane horizontalnim (s1.36.8.-a), iIi vertikalnim (s1.36.8.-c) talpama sa razuporama na udaljenosti po visini na 1,0 - 2,0 m. U slucaju neravnomjemog iskopa, iii na mjestima gdje se urusio materijal, obicno se dodaje razna grada radi popune prostora (sI.36.8.-e). Vertikalne talpe postavljaju se jedna do druge u nekoherentnom iii na razmaku u koherentnom tlu. Klinovi za ucvrscenje postavljaju se prema detaljima I i II (sI.36.8.). 452----------------------=-~------------------------

Temeljenje

Sl.36.8. Razupiranje uskih iskopa sa horizontalnim (a) i vertikalnim (b) falpama u nevezanom flu, sa detaljima / i 1I, te razupiranje u nepravilnim vertikalllim stranama sa vertikalnim talpama na meiJuocistojanjima (c), gdje su: razupore (1), vertikalni stupovi (2), horizontalne talpe (3), klal1lfe f 4), klinovi (5), horizontalne grede (6), vertikalne talpe (7), daske ili talpe kod nepravilnog iskopa (8),

Kada se kopaju dublje jame u slabo vezanom tlu, u suhom iii u podzernnoj vodi sa manjim doticajem vode, ugradivanje horizontalne opiate zadaje velike poteskoce. U ovom slucaju primjenjuje se zabijena rudarska iii jamska drvena oplata (s1.36.9.). Za rad se koriste talpe za oblogu, obliee iIi grediee za podupiranje i razupiranje, te klinovi od tvrdog drveta za ucvfscenje talpi. Debljine talpi, koje mogu biti i metalne, ovise 0 velicini bocnog pritiska, kao i 0 proisteklom otporu pri zabijanju talpi. Radi lakseg zabijanja taipe se zatesu sa jedne iIi obje strane, a mogu se i okivati iimom, radi visestruke upotrebe. Kada se iskopa jama dubine do 50 em, sto ovisi 0 kohezivnosti materijala, postavi se vodoravni okvir oko kojeg se zabijaju taipe, a istodobno vrsi iskop. Kod veoma nestabilnih materijala moze se iznad rova iii sahta izvesti ram sa Temeljenje

XII Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

podupiracima, preko kojeg se zabijaju taIpe, odmah sa povrsme tIa. Talpe (platnice) se zabijaju rueno, iIi lagahnim pneumatskim zabijaeima. Kada se izvrsi iskop obieno na

%dubine zabijenih talpi, uevrscuju se uz njih vanjski i unutarnji

okviri izmedu kojih se zabijaju do prikladne dubine nove talpe (s1.36.9.). Vodoravni se okviri razupiru horizontalnim i vertikalnim razupiracima kako bi cio sistem bio stabilan. Pojedine evorne veze ukrucuju se metalnim sponama (klamfama).

@

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje graaevinskejame

36.4.3. dSIGURANJE CELICNIM TALPAMA I PROFILIMA . U izvjesnim slueajevima koriste se eelicne talpe raznih profila za osiguranje vertikalnih strana iskopa ukoliko nema ogranieenja zabijanju koja izazivaju potrese i buku. Zabijanje talpi i njihovo spajanje vrsi se kao i kod jednostrukih zagata (priboja), s tim da se sukcesivno sa iskopom vrsi njihovo razupiranje, obieno valjanim profiiima. Da bi se omoguCio mehaniziran iskop, potrebni su siri prostori izmedu razupora, sto se postize njihovom koncentracijom u pojedinim prostorima (sI.36.1O.-a, b). Stabilnost razupornog sistema u vertikalnom smjeru obezbjeduje se povecanjima iii smanjenjima razmaka izmedu horizontalnih razupora. Kada prostor i oblik objekta imaju povoljne odnose, mogu se bokovi osigurati u obliku svoda, kao na slid 36.1O.-c, cime se dobije veei prostor za mehanizovani iskop temelja za objekat.

@

:f Sl. 36. 9. Razupiranje pomocu zabijenih lalpi (rudarska oplata): poprecni pre.riek kroz oplatu (a), detalj (A) sa dva (b) i jednim (c) klinom. te dvostrakim redom falpi (d), gdje sa: venikalne talpe (1), a/osci - podmetaCi (2), vertikalne razupore (3), horizontalne razupore (4) i klinovi (5).

Kod sitnog pijeska sa vodom zab~jaju se dvostruke talpe (sI.36.9.-d) radi spreeavanja isticanja pijeska kroz sastave talpi. Zabijanje talpi vrsi se pod uglom od 10° - 20° prema osi jame, koja je vertikalna, a ucvrscenje se vrsi drvenim klinovima (s1.36.9.-b -c i d). Ovaj naein temetjenja je skup i obieno se radi kod manjih povrsina, kada se kopa ruenim alatom i eventualno bagerom. PrikJadan je za rad II tlu sa samcima i drugim veCim preprekama koje se uklanjaju kopanjem. Danas se primjenjuju savremene metode podgradivanja koje omogueuju visoko - mehanizovani iskop materijala iz gradevinske jame, a one ee se opisati u narednim izlaganjima. 454

Temeljenje

SI.36.10. Sema razupiranja celicnim talpama i okvirima sire graiievinske jame za mehanizovani iskop: tloert uie (a) i .~ire (b) graiievinske jame, zasvoiiena

zabijena celicna oplata sa metalnim potporama (c), gdje su: metalne talpe (1), celicni okviri (2), stupovi (3), kosnici (4).

Kod povoljnih uslova tla talpe se mogu zabijati do dubine 15,0 m, ali u tlu sa samcima iii u kompaktnom sljunku ova dubina je manja. Moguce je zabiti talpe do ovakvih prepreka i izvrsiti iskop, te ukloniti prepreke i nastaviti dalje sa zabijanjem do potrebne dubine. Cestaje primjena eelicnih nosaca koji se zabijaju u tlo i izmedu njih ulazu horizontalne daske - opIate koje se ucvrscuju klinovima (sI.36.11.). Ovaj naCin je posebno prikladan kod vecih dubina i aka u tlu ima samaca kroz koje se ne mogu zabiti celicne talpe. Najprije se zabiju celicni valjani nosaci I presjeka, na medusobnom razmaku 3,0 - 4,0 m. Kako se iskop produbljuje, tako se stavljaju horizontalne talpe, koje se pornocu klinova na vise naeina priljubljuju uz tlo Temeljenje

455

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

(sI.36.11.). Talpe moraju biti tolike duzine da se mogu uvuci u utore nosaca i to prvo jednim, a zatim drugim krajem.

@

36. Pripremni radovi u tlu i osigurarife gradevinskejame ...\

~-

.36.4.4.i RAZUPlRANJE USKOG ISKOPA PRENOSNOM METALNOM OPLATOM U principu ovaj tip osiguranja mozemo podijeliti na (Tomlinson i Boorman, 1995): (i) hidraulicke ramove, (ii) razuprte vertikale, (iii) kutijasta osiguranja, (tv) klizajuce pane Ie i (v) metalni stit. Svi ovi sistemi odgovaraju za stabilna tla, koja se drze ne razuprta za odredeno vrijeme do postavljanja odabranog sistema zastite. Iskop rova vrsi se masinski i sa istim strojem obicno se obavljaju radovi na spustanju i podizanju ovoga sistema razupiranja. Pogodni su za radove u cvrstim i mehkim glinama, zbijenom pijesku i slj unku, slabirn stijenama, laporaeu i s1. Mogu se koristititi i u vodom zasicenom sljunku i pijesku, ako se prethodno sistemom bunara snizi nivo podzemne vode.

@

SI.36.11. Osiguranje uskog iskopa pomocu vertikalno zabijenih celicnih nosaca i drvene opiate: horizontalne falpe (a) sa klinovima i bez klinova (b), te sa vertikalnim talpama (c), gdjeje: 1 nosac (1), horizontalne i verlikalne lalpe (2), razupore (3), vertikalni podupiraCi (4), veze (5), celicne veze (6), uevrscene celicne veze (7), klinovi (8), horizontalne gredice (9) (Tomlinson i Boorman, 1995).

Talpe se mogu postavljati i bez ukrucenja klinovima (sI.36.Il.-b), s tim da se pritisnu materijalom iza njih. Razmak izmedu njih je obicno 3 - 5 ern, kako bi se mogla voda izdrenirati, cime se sprecava porast hidrostatskog pritiska na zastitnu oplatu. U dnu se ne postavlja daska vee ostavlja otvor za prolaz vode u kanal u dnu gradevinske jame iz koje se ispumpava voda. Dascana oplata (talpe) moze se postavljati i u vertikalnom polozaju, s tim da se horizontalne gredice vezuju celicnim sponama, koje se na taj nacin drze na odstojanju i iza kojih se zabijaju vertikalne talpe (s1.36.11.-e). Ovakav tip osiguranja uskih iskopa mnogo se i danas koristi u Njemackoj, a i u nekim drugim zernljama i poznat je pod nazivom "Berlinski tip zagatnog zida" (Nonveiller, 1981), Zabijeni celicni nosaci su tipa I iIi 2U, izmedu kojih se ~ao oplata koriste prednapregnute armirano - betonske talpe umjesto drvenih. Cesto se aktivni pritisak tla umjesto razupiranja preuzima injektiranim obicnim iIi prednapregnutim zategama u dva iIi vise redova, kod veeih dubina i znatnih povrsina u uskom iIi sirokom iskopu. 456

Temeljenje

S/.36.12. Razupiranje pomocu sistema ver/ika/nih metalnih profila spojenih hidraulickim razupiraCima: zabijanje vertikalnih profila (a) poslavljanje gornjeg i donjeg rama sa razupiranjem hidraulickim raspinjaiSama (b), gdje je: vertikalni zabijeni metalni profili (1), horizon/altle pr()/ilistllle gredice (2), hidraulicka raspinjaca (3), pumpa (4), (Tomlinson i Boorma/l, 1995).

Hidraulicki ramovi sastoje se od vertikalno na odredenom razmaku, ovisno 0 vrsti tla, koji se po Temeljenje

;jenih metalnih profila ,,:~fUte hidraulickim 457

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gradevinskejame

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

raspinjacama (sI.36.12.). Vertikalni profili prvo se zabiju u tlo ispod donje kote rova kako bi mogli privremeno samostalno da stoje. Zatim se prvo postave donje, a potom gornje hidraulicke razupore koje se upumpavanjem dovedu u cvrsto ramovsko stanje, podeseno sirini rova. Razupirauje pojedinacnih vertikalno zabijenih metalnih profila vrsi se hidraulickim raspinjacama. Ne postoje, znaci, horizontalni profili vee se svaki vertikalni profil pojedinacno po visini razupire slicno na slici 36.12. Primjenjuje se kod koherentnih materijala sa stabilnijim vertikalnim stranicama rova. Kutije (boksovi) za osiguranje uskog iskopa sastave se na tIu i spuste u prethodno iskopani roy. Pomoeu vretena podesava se njihova sirina, a po visini se mogu nastavljati jedna na drugu (s1.36.13.-a). Na ovaj nacin se kutijastim oblikom obloze potpuno sve strane iskopa. Vafno je da ne dode do urusenja rova do momenta spustanja opiate. Klizeci paneli se stavljaju izmedu prethodno postavljena dva para vertikalnih profilisanih stupova u roy sa terena (sI.36.13.-b). Spustanje panela vrsi se sukcesivno sa napredovanjem iskopa i postavljanja vertikalnih stupova. U dubJjim rovovima mogu -se paneli nastavljati jedan na drugi.

@

Prije opisani sistemi za razupiranje uskih rovova koriste se i za osiguranje sahtova pri njihovom iskopu. Tako npr. kod iskopa sahta u nevezanom tlu, sa doticajem podzemne vode, korisli se zabijena - rudarska oplata (sI.36.9.), kao i ostali tipovi u koherentnom tlu. U slucaju sahtova malog poprecnog presjeka koriste se sarno obodni ramovi, bez dodatnih razupora i kosnika (sI.36.14.-a), jer oni sa vanjskom oplatom i unutarnjim ukrucenjima daju dovotjnu krutost sistemu. Na ovaj nacin ostaje unutar sahta sJobodan prostor za izradu temelja objekta. Za vece poprecne presjeke potrebna su unutarnja ukrucenja, koja se postavljaju na nacin da sredina presjeka ostaje slobodna (sI.36.14.-b), za rad sa kranom, iii sa nekim drugim mehanickim stroJem. Pravougaoni oblik sahta obicno se u sredini presjeka razupire,. a na krajevima ukrueuje (s\.36.14.-c). Kod manjeg presjeka sahta potrebno Je, za materijale koji bubre, ugraditi na kraju jedan ili dva elementa (klina) od mehkog drveta, koji se u slucaju potrebe mogu podiei zeljeznom polugom, kako bi se izbjeglo prenaprezanje i pucanje obodnog rama (sI.36.14.-a, c).

@

®

-,

~~-.. ---~

1

3

"-

SI.36.13. Razupirarlje uskog rova: kutijasti sistem (a) (Tomlinson i Boorman, 1995).

sistem pomocu paneta (b);

Metalni stit sastoji se od dva metalna panel a cvrsto spojena i vuce se uzduz rova pomocu krana iIi pomocll masine za iskop. Najcesce se koristi kod polaganja cijevi u kontinualni roy, koji se sukcesivno kopa, polafe cijev i zatrpava. 458

Temeljenje

T

2

I ~I

.01

1

':""""

T I

I

"'-

ji-,

CD

a

1

S1.36.14. Metode razupiranja sahtova' mali .5ahf (a), veCi presjek liahta (b), pravougli .<;aht (c), gdje su: oplata - talpe (1), o/Jodni ral/lovi (2), elemenat mehkog drvcta (3), kosnici (4), metfurazupore (5), preeke (6), raspinjaca (7), ukrute (8).

U praksi je cest sillcaj osiguranja sahta II llslovima razli~itog sa~ta~~ tla p~ dubini. Jedan takav pdmjer dat je na slici 36.15., J:": \l gOfllJem sloJu slJuna~ 1 pijesak sa podzemnom vodom, a ispod njega zbijena Do glinenog s~oJa izvede se 5iri saht sa talpama jedlla do druge, iIi se zabij 11 t:llpe, kako bI se Temeljenje

459

36, Pripremni radovi u tlu i osigura,ye gratievinskejame

XII Osiguranje iskopa, asanaeija klizista i primjena ankerisanja

sprijecilo prodiranje vode u saht. U kanalu izvedenom u glinenom sloju skuplja se voda, koja se drenira i ispumpava iz sahta. Dio sabta u glinenom sloju izvodi se sa razmaknutim talpama, na vee opisan nacin.

se njihovo razupiranje horizontalnim razuporarna u dnu (sI.36.16.-b), umjesto razupiranja kosnicima.

@

," , t=~50- U1 '-200-3.00

,, ,, '-I

W

__

r---------~------~

~

S/.36.16. Osiguranje bokova siroke gratlevinskejame horizontalnim talpama i vertikalnim ukopanim (a), iii u dnu razupnim (b) stupovima.

SI.36. J 5. Osiguran;e zidova sahta u vodonosnom sloju p!ieska i sijunka iznad <-"vrstog sloja gUne (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje su: p!iesak i .fijunak (I), evrsta glina (2), podupirac (3), ukrucenja (4), obodni ram (5), oplala - taipe (6), razupore (7), talpe na razmaku (8), oblozeni kana! za skupijanje vode (9).

Za inverzan slucaj izmjene slojeva tla od onih datih na slici 36.15. i osiguranje se izvodi suprotno od prikazanog, tj. u glinenom gomjem sioju oplaeivanje se vrsi sa odstojanjem, a u pijesku i sljunku 1I donjem sloju, opiata se postavlja bez razmaka radi vodonepropusnosti.

Kod zastite bokova gradevinske jame veeih dubina stupovi se podupiru kosnicima oslonjenim na dno temeljne jame (s1.36.17.-a). Kosnici se rasporeduju tako da njihovi oslonci sto rnanje smetaju iskopu i izradi temelja objekta. Broj kosnika i njihov presjek ovisi 0 razmaku stupova (1,50 3,00 m), dubini iskopa i pritisku tla.

@

,,

, H

36.6. PODUPlRANJE SIROKIH ISKOPA Podupiranje bokova sirokih iskopa ovisi prvenstveno od osobina tla, ddanju bokova gradevinske jame, pritiska tla, mogucnosti i nacina iskopa, velicine gradevinske jame itd. Osigllranje se kao i kod uskih iskopa vrsi drvenom graaom, celikom i njihovim kombinacijama, kao i prednapregnutim armirano - betonskim elementima. Najjednostavniji je nacin osiguranja bokova graaevinske jame kada se one drze vertikalno izvjesno vrijeme do njihovog podupiranja, s10 je obicno slucaj kod kohezivnih materijala i manjih dubina. Najcesee se kod manjih dubina horizontalno postavljene talpe (iii daske) podupiru vertikalnim stupovirna ukopanim u tlo (sL36.16.-a) iIi, ako su stupovi malo iii nimalo ukopani u tl0, vrsi

460

Temeljenje

:~.= SI.36.17.

HoeRT

Razni naCini podupiranja siroke grailevinske jame: podupiranje pritisnutim kosnicima u grailevinskoj jami (a), vlacno razupiranje iza iskopane grailevinske jame, sa ukopanim stupom (b) i poduprtim .~ipom (koieemj (e).

--------------------------~---------------------461

Temeljenje

XII Osiguranje iskopa, asanacija kiizi§ta i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u tlu) osiguratife gratlevinske jame

Umjesto podupiranja u samoj jami stupovi se mogu ankerisati izvan gradevinske jame (sI.36.17.-b). To se postize vezivanje~ stupa pomocu klijesta za kolac iii sip zabijen u tlo izvan gradevinske jame na dovoljnom odstojanju od ivice jame, kako bi se osigurala stabilnost bokova jame. Klijesta se vezuju za zabijeni sip zavrtnjima, poslije nabijanja klinova. Stupovi se podupiru kosnicima direktno sa zasjekom, putem podmetaca radi osiguranja protiv klizanja iIi preko horizontalnih greda (s1.36.18.). Do dubine 4,0 m obicno se podupiranje izvodi sa po jednim kosnikom po visini (sI.36.17.-a), a kod vecih dubina sa dva iii vise kosnika, sto ovisi 0 vrsti materijala i aktivnom pritisku tIa (sI.36.18.).

®

® ,---- -l :

DETALJI

I

',' "

,~

T :".·

@ ,--------I

I~

".

n

@ -0.50

~: ,"

Kada je iskop vertikalno i pravilno iskopan, mogu se ta1pe postavljati uz povrsinu iskopa i ucvrstiti klinovima postavljenim izmedu stupova i talpi. Moze biti svaka talpa ucvrscena klinovima iii po dvije talpe skupa. Kod kosog iii nepravilnog iskopa moze se prostor izvan talpi zasuti materijalom, a boIje je ispuniti ga gradom.

I

t

®

1

I

.'

..

:0.

~'. .~

..

,'0

+

".

. '~~

UKRUCENJAj

I

1

,"

'.

::,. '.

.'

SI.36.19. Podl,tpiranje kosnicima u uglu graaevinske jame: kosnici u jednoj tacki i pojedinacno (a), lepezast raspored kosnika (b), gdje su: kosnici (I), stupovi (2), ukrucenja (3), klinovi (4), kratki §ipovi (5), oplata - talpe (6), razupiraCi (7).

Sl.36.18. Podupiranje vertikalnog iskopa kosnicima (a), sa detaljima spaja sa stupam (b) i nalijeganja na tla (c).

Kosnici se osianjaju direktno na zernljiste ako je tlo dovoljne nosivosti, da pnml od njega opterecenje. Kada ovo nije siucaj, podmecu se taipe, grede iii izvode oslonci pomocu kratkih, kosih iii vertikalnih sipova zabijenih u tlo (sI.36.18.-c). Ovi razni podmetaci stavljaju se ispodjednog iIi vise kosnika tako da se opterecenje prenosi preko vece naiijezuce povrsine. Osianjanje uvijek ide preko klinova od tvrdog drveta, kojima se naprezu kosnici radi cvrsceg podupiranja, a sluze i za laksu demontazu potporne konstrukcije. Kada ima vise dugackih kosnika, oni se mogu povezivati ukrucenjima kako bi se smanjiia duzina izvijanja. 462

Temeljenje

U uglovima gradevinske jame kosnici mogu imati zajednicku iii odvojenu potpornu tacku (s1.36.19.-a) iii se mogu postaviti lepezasto u osnovi, sa zajednickim iIi odvojenim osloncem (sI.36.19.-b), Kod lepezaste osnove stabilnost vertikalnih stupova osigurava se razupiracima, jer se pravci opterecenja od stupova ne poldapaju sa pravcima kosnika (7). IV III I

-- ---.=1

~~~-1::-:j

------- --~ -- -::. -- -----~ ~-::--:.-:]

-:===1

Sl.36.20. FaZlli iskop (I-IV), sa podupiranjem aboda .firake graaevinskejame.

Temeljenje

463

XII Osiguranje iskopa. asanacija klizista i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u flu i osiguranje graaevinskejame

Kod nekoherentnog tla kopanje u sirokom iskopu vrsi se istovremeno sa podupiranjem. Moze se kopati cijela jama sa kosinama po obimu, uz istovremeno i sukcesivno podupiranje bokova gradevinske jame, iii dio po dio po visini i u kampadama po duzini jame (sI.36.20.). Bokovi gradevinske jame kopaju se i podllpiru odozgo nanize, tako da svaki dio zastitnog osiguranja ima svoje posebne kosnike. Moguce su i druge metode iskopa i obezbjedenja jame, ali se u praksi najcesce koristi opisani metod osiguranja i sirokog iskopa na mehanizovani naein. U veoma velikim gradevinskim jamama osiguranje bokova moze se izvesti od zabijenih metalnih talpi, koje se slIkcesivnim iskopom po visini razupiru eelienim profilisanim nosaeima (sI.36.21.). U nevezanim i mehkim materijaJima prvo se zabijll talpe i vrsi iskop do prve berme, nakon eega se izvrsi prva faza razupiranja (s1.36.21.-a, b). Na sliean nacin se izvede druga faza iskopa i razllpiranja i, konacno, treca faza u nivoll temeljenja objekta.

Kao alternativa metalnim talpama koriste se zabijeni celieni nosaci sa ispunom od drvenih iii prednapregnutih talpi (sI.36.22.), kao sto je to bio slucaj i kod osiguranja lIskih iskopa. Prikaz zastite i potpore na uglu iskopa dat je na slici 36.22.

S1.36.22. Osiguranje iskopa graaevinske jame na uglu od celicnih nosaca zabijenih u tlo i ispunom od drvenih, metalnih iii betonskih talpi, gdje su: H nosaCi (1), oplata (2), celicne podupore (3), oslond (4), metalni klinuvi (5). (Tomlinson i Boorman, 1995).

.. "

'-......--.

ill FAZA ISKOPA I RAZUPIRANJA

L,

III FAZA ISKOPA

SJ.36.21. Iskop u sirokom otkopu sa osiguranjem celicnim talpama i potporama, izvedenim uJazama: zabijanje talpi i iskop I Jaze (a), podupiranje u IJazi (b), iskop llJaze i razupiranje u drugoj Jazi (c), konacnaJaza iskopa i razupiranje (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje su: celicne talpe (/), iskop do prve berme (2), ovjesenje celicnog horizontalnog 1 nosaca (3, 4), celicna razupora (5), metalni sip (6), dejinitivni pod (7) i ukrucenja (8). 464

Temeljenje

Osiguranje pokosa kod stijenskog masiva vrSl se mreZama; mrezama ankerima; mrezama, ankerima i spricanim betonom u jednom iIi vise slojeva. Samostalni blokovi osiguravaju se stijenskim ankerima, pojedinacno iii u grupi, sto ce se djelomieno objasniti na kraju ovoga poglavlja. Nekada je potrebno izvesti i stalnije objekte od arrniranog betona sa ankerima da bi se poduprla stijenska masa sklona pokretu (sI.36.6.) .

36.7: OSIGURANJE GRADEVINSKE JAME DIJAFRAGMOM U uvodnom dijelu (tae.25.4.2.), kao i kod objasnjenja betonske dijafragme kao zagatnih zidova (tac.33.1.5.) dat je tehnoloski naein izrade dijafragmi, au poglavljirna 34. i 35. prikazano je vise primjera primjene dijafragrni kod zagata za temeljenje u vodi i kod gradevina od nasutih materijala. U ovome potpoglavlju dat Temeljenje

465

XlT Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

36, Pripremni radovi u flu i osiguranje graaevinskejame

ce se staticki tretman i vise prakticnih primjera osiguranja gradevinskih jama u urbaniziranim podrucjima kontinuiranim dijafragmama, gdje je izuzetno rasirena njenaprimjena, kod nas i u svijetu, zbog obicno ogranicenog prostora j izbjegavanja gradilisne buke. Njome se obicno kombinuje osiguranje dubokog iskopa za temelje i kOllstrukcione elemente gradevine i njenih temelja. U ovome slucaju dijafragma, izvedena na prije opisani nacin, je od arrnirallog betona, dimenzionirana tako da preuzme aktivni pritisak tla i, eventualno, vode, kao j da prenese vertikalna optereeenja od povjerenog joj dijela konstrukcije. Horizontalne sile preuzimaju se obicno geotehnickim busenim i prednapregllutim ankerima, razuporama unutar gradevinske jame iii drugim konstruktivnim horizontalnim dijelovima objekta. Do prije 40 - 50 godina zastita gradevinske jame i izvodenje dubokih temelja mogli su se izvesti vee obradenim nacinima: pribojima, (jednostruki zagati), zagatima, sipovima, bunarima, otvorenim iii zatvorenim sanducima i kesonima. Svi ovi naCini omogueavali su izvodenje temeljenja na dubini do 35,0 m i to kod slozenih uslova tla, sa dosta poteskoca, i sa duzim rokom gradellja i visokom cijenom kostallja. Dijafragmom se postiZu vece dubine, osigurava bolja vodonepropusnost, postize niza cijena kostanja i kraci rok izgradnje, tako da je posljednjih decenija za duboka osiguranja i temeljenja postala nezamjenljiva metoda.

Prethodnim izlaganjima obuhvacene su dijafragme kao protufiltracioue zavjese ispod hidrotehnickih objekata i kao vodonepropusue jezgre u tijelima brana i nasipa. U narednim izlaganjima prezentirat ce se neki prakticni primjeri: (i) nosivih i vodonepropusnih zastitnih zidoV8 kod temeljnih jama, (ii) nosivih konstruktivnih elemenata kod dubokih temelja, (iii) potpornih i obloznih konstrukcija, (iv) dreu8ia i sl. Za petospratnicu bilo je potrebno iskopati podrumski dio dimenzija 30,0 x 72,0 m, na dubini od maksimum 7,0 m, u tlu razlicitog sastava, ali bez prisustva vode. U neposrednoj blizini na dvije strane gradevinske jame nalazili su se postojeei temelji. Osiguranje gradevinske jame obavljeno je diskontinualnom armirano - betonskom dijafragmom, sa lamelama i medurazmakom od po 2,5 m (s1.36.23.-a). Izmedu lamela dijafragme (panel a elemenata) 2,5 x 0,60 m i visine 14,0 m odnosno 13,0 m ulagane su u utore drvene platnice do projektovane kote podrumske ploce, cime je ostvarena znacajnija usteda, i dovoljno sigurno rjesenje. Lamele dijafragme Iocirane su uz postojece temelje, a izmedu njih su izvedelle drvene platnice. Metalni utori navareni su na zeljezni kos zapunjen stiroporom, koji se lagano mogao vaditi.

@

it: "". ::::~::;::::::: l~ONTRAFORI @

® 120.00 utori

11500

'f=28'

r'::I1.0kN/m 3

1000

S1.36.23. Karakteristicni presjeci dijafragme: diskontinualna dijqfragma ispod postojeCih telllelja (a), dispozicija d!iafragme uz podrum robne kuce (b), gc!ie su: poligonalni stup (1), vema greda (2), nadglavna greda (3), unutarnji a.b. zid (4), izravnava}uCi slo} (5), izolacija (6), drenaini slo} (7), zaJtitna a.. b. ploea (8), (Kleiner, 1975).

466

Temeljenje

SI.36.24. Presjeci neankerisanih dijajragllli: podzelllni prolaz osiguran a.b. dijajraglllolll (a), obaloutvrdska d!iafragma (b), (Kleiner, 1975), dijafragma u podnoiju nestabilne padine kao telllelj visokog objekta i zastita tellleljne jame (c), (Petrovic, 1975),

Na slici 36.23.-b dat je presjek dijafragme sa podrumskom konstrukcijom jedne petospratne robne knee u Rijeci, dimenzija 36,0 x 75,0 m. Zbog frekventne gradske saobracajnice gradevinska jama izvodena je od dva dijela (30,0 x 36,? m) sa medurazmakom za saobracajnicu od 15,0 m. Izvodenje podrumskog dlJela

-----------------------=-------------------------467 Temeljenje

36. Pripremni radovi u tJu i osigurarife grailevinskejame

Xfl Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

zahtijevalo je iskop tla u dubini 6,30 m, sto je nalagalo osiguranje bokova gracievinske jame, koje je obavijeno a.b. dijafragmom debljine 0,80 m. Dijafragmom je trebalo osigurati gradevinsku jamu od okolnih objekata, saobracajnice i visokog nivoa podzemne vode, koja se mijesala sa morskom vodom. Pored ove uloge a.b. dijafragma je trebala sigumo da prenese velika vertikailla opterecenja od 16 MN na stijenovitu podlogu (Kleiner, 1975). Kod izgradnje prolaza (pothodnika) u Karlovcu kvadratne osnove 40,0 x 40,0 m, sa cetiri ulaza - izlaza, primijenjena je armirano - betonska zastitna i ujedno nosiva dijafragma (s1.36.24.-a). Dijafragma je koncipirana kao samonosiva konzolna konstrukcija uklijestena na dovoljnoj dubini u tlo. Nadglavnom kOl1strukcijom meciusobno su spojel1i 110sivi dijelovi dijafragme, cime se dobiia cjelovitost objekta. Cesta je primjena armirano - betonskih dijafragmi kod pristanista i obaloutvrda. Zbog nemogucnosti koristenja geotehnickih prednapregnutih ankera, iii podupora kod visokih obalnih i potpomih zidova, koriste se za poprecna ukrucenja poprecni zidovi, odnosno kontrafori, tame gdje se mogu uklopiti u konstrukciju objekta (s1.36.24.-b). Kod pad ina u pokretu slozen je sirok iskop za teske objekte, te je primjena arrnirano - betol1skih dijafragmi ekonomicna i kao zastitni ilili nosivi elemenat (s1.36.24.-c). U posljednje vrijeme cesto se javlja potreba za sanacijom padina, pa cak i aktivnih pliCih klizista, sto se moze uspjesno rijesiti pravilnom primjenom dijafragmi iIi busenih sipova.

prvobitno predvidenog kesonskog iIi sanducastog temeljenja usvojena je betonska (donji dio) i armirano - betonska nosiva dijafragma debljine 50 em i ukupne dubine 32,80 m (sI.36.25.). Gornja armirano - betonska dijafragma sluzila je kao zagat u fazi iskopa, a nakon dovrsenja sluziia je kao konstruktivni i sastavl1i dio objekta. Kopalo se u etapama 2,0 - 4,0 m i nakon svake etape betonirane su horizontalne armirano - betonske grede, koje su takoder dio konacne konstrukcije pumpne stan ice, a sluiile su kao razupore dijafragme u fazi iskopa i u fazi eksploatacije. Ulazna gradevil1a izvedel1a je od glavnih bocnih zidova i krila, kao elementi armirano - betonske kontinuirane dijafragme (s1.36.25.-a). Vertikalni zidovi dolje su ukljesteni u tIo, a kroz nadglavne grede izvedeni su prednapregnuti ankeri vezani za ankerni zid na udaljenosti od 15,0 m. Nakon zavrsetka ulazne gradevine i montaze opreme srusena je pomocna dijafragma na ulazima u pumpnu stanicu.
w ...,

::z:

g a

w

0::

"-

« z

®

<{'

>o·

A' «. a::

...,w

::z:. «. ::>

0'

a' wi

~

-

i

~l

-0:.

«

0

::z:

SI.36.25. Tioert (a) i presjek (b) pumpne stanice fla obali Save sa vodonepropusnom betonskom i nosivom armirano - betonskom dijafragmom (Nonveiller, 1981).

a

w

"a

w

o UJ

a:: "" Presjek kroz objekat Robne kuee Terazije u Beogradu, sa obodnom kontinualnom 0::

Patnju. zasl~Zuje izrada djelomicne betol1ske vodonepropusne (62,50 79,0. m.n.m.) 1 .nOslve armirano - betonske dijafragme, za temeljenje pumpne stamce na oball Save za TE Sisak (Kleiner, 1975; Nonveiller, 1981). Umjesto 468

Temeljenje

SI.36.26.

dijafragmom (I), diskontinualnim dijelovima d{iaji-agme (2), celicnim stupovima (3) i Jazama izvotlenja (I-IX) od ploce na koti 111,60 m.n.m., prema dolje i gore (4); (Mandie, 1975). Temeljenje

469

XII Osiguranje islwpa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

36. Priprernni radovi u tlu i osiguranje graaevinskejarne

Robna kuca Terazije u Beogradu, koja se nalazi u gustom urbanom podrucju, izvedena je sistemom armlrano - betonskih dijafragmi debljine 60 em oko objekta dubine od 11,0 - 19,0 m ukopane u lesna i laporovito - glinovita tla (s1.36.26.-1). Dijafragma je bila zastitna i primila je opterecenje susjednih objekata, pritiske tla i podzemne vode u fazi izvodenja, au eksploataeiji je cinila sastavni dio nosive konstrukeije. Nakon izvodenja obodne dijafragme izvrsen je iskop do kote 111,60 m.n.m. i u ovoj fazi dijafragme su opterecene konzolno. Sa ove kote izvedena je po jedna lamela dijafragme ispod 25 stupova dimenzija 3,0 x 0,60 Ill, dubine 19,0 m i 17,0 m, koje su bile temelj ovim stupovima. U iskopani roy spustenje kos annature, duzine 6,0 i 8,0 m sa kote 111,60 m.n.m. ito skupa sa celicnim stupom, duzine 10,0 - 11,0 m, sastavljenim od cetiri ugaonika medusobno povezanih spojnim limovima (3). Dio lamele sa armaturnim kosem je zabetoniran i bio je temelj opterecen sa tri etaZe ispod i sa dvije etaze iznad kote 111,60 m.n.m.

1:.

obodnim dijafragmama. Poslije je iskop i napredovanje radova bilo prema dolje i prema gore od ove ploce prema datim fazama rada (sI.36.26.). Ovo je bila speeificnost ovoga rjesenja, kojim se skratio rok gradenja, jer su stvorene mogucnosti odvijanja radova u oba pravca. lzgradnja podzemnih prostora ispod frekventnih saobracajnih cvorista je veoma cesta. Tehnicka rjesenja su gotovo iskljucivo vezana za dijafragme i sipove. Tako su na najprometnijem cvoristu Karlsplatzu, u MUnchenu, izvedene cetiri etaie za podzemne zeljezniee, trgovine, pjesacke prolaze i parkiraliste automobila (s1. 36.27.). Cijeli kompleks ima dimenzije 270,0 x 55,0 m. U prvoj fazi izvedene su bocne armirano - betonske dijafragme, dubine 22,0 - 35,0 m i debljine 0,80 m. Elementi dijafragme bili su dugi 2,5 - 5,0 m i izvodile su se u dionicama, uz privremenu devijaciju saobracaja. Kosevi armature bili su teski 6,0 - 15,0 t j spustani su u iskopani roy mocnim dizalicama. U drugoj fazi izvedeno je 58 sahtova zamrzavanjem promjera 1,50 m, u koja su postavljeni celicni stupovi, dubine 20,0 - 33,0 m. Sahtovi su na dnu prosireni na 3,0 m u cije prosirenje je ubetoniran temelj celicnog stupa (2). U narednoj fazi izbetonirana je kolovozna

@

@

©

@

-33.0

-=--

~

0

10

20m

@

® SI.36.27.

@

It_01~~~

®

~

0

10

20m

®

" ®

® ®

Fazna izgradnja podzemnih prostora u Karlsplatzu u Miinchenu, pomocu obodnih dijafragmi i stupova: izrada armirano - betonske obodne dijafragme (J) debljine 80 em, stupova (2) i gornje prednapregnute armirano - betonske l!loce (a); iskop nqjvise elate (4), izrada armirano - betonske gornje ploce (5) i lskop i postavUanje sporednih stupova - 6 (b); izrada druge i trece elaie (e) i posljednje etaie i dijelova konstrukeije (d), (Nonveiller, 1981).

Nakon ocvrscenja lamela ispod ovih celicnih stupova (2) izbetonirana je armirano - betonska ploca na koti 111,60 m.n.m. (4), koja je sluzila i kao razupora 4m--------------------~--~----------------------

Terneljenje

SI.36.28. Sernatski prikaz izrade podzemne zeljezniee u Milanu, pomocu kontinualne annirano - betonske dijafragme: iskop, izrada dijafragme na jednoj, a zatim na drugoj strani eesre (a), iskop do ploce tunela (razupore) i njeno betoniranje (b), zatrpavanje iznad ploce {unela i iskop ispod tunelske ploce (e), izrada podnozne place i zavr.fetak svih radova (d), (Nonveiller, 1981). Terneljenje

471

XII Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gratlevinske jame

prednapregnuta ploca (3), koja je oslonjena na dijarragmu i stupove. Ova ploca izvoaena je u dionicama, uz privremeno preusmjeravanje saobracaja, a nakon njenog cjelokupnog zavrsetka odvUao se normal no saobracaj, a ispod nje su se izvodile cetiri podzemne etaie. Ploce su dimenzionirane i kao razupore vanjskih dijafragmi, da preuzmu sile aktivnog pritiska i podzemne vode. Tok radova

'ema"kije P';o"","

@

~(~onveille" l~~l). , / ii l---® !- :Ii:rj)'_:':

.•

l'

'!;·/':~;W;u:~W

@

SI.36.29. Sematski prikaz Jaznog izvodenja podzemnih prostora ispod Victoria ulice (Viktorija) u Londonu: izvodenje uvodnica za diiafragmu i sipova za druguJazu (a); iskop, izvodenje druge podrumske ploce, ankerisanje i izvodenje §ipova za treCi suterenski pros/or (b); izvodenje treee ploce suterena (c), (Tomlinson i Boorman, 1995); gdje je: nasip (I), pje§Cani §ljullak (2), londonska glilla (3), postojeCi potporni zid (4), H §ipovi (5), privremena razupora (6), uvodnica (7), postojeea osnova (8), nivo za bu§enje §ipova za drugi suteren (9), ,~ipovi punjeni pijeskom (l 0), sipovi (11), uklonjen dio uvodnice (12), dijaJragma (13), prva Jaza iskopa (14), druga ploca suterena (15), druga Jaza iskopa (16), otvor za treeu Jazu iskopa (17), celicni stupovi za poduporu druge ploce suterena (18), celicni §ipovi obloieni betonom (19), zatvoren otvor (20), druga ploca suterena (21), treea jaza iskopa (22), treea ploea su/erena (23), eetvr/a jaza iskopa (24), prvaJaza ankerisanja (25), drugaJaza ankerisanja (26). 4n----------------------=-~------------------------

Temeljenje

Slicno prethodnom rjesenje prikazano je sematski na slici 36.28. gradnja podzemne zeljeznice u Milanu, kroz gradsko srediste. Da bi se sto manje ometalo odvijanje saobracaja, usvojeno je izvoaenje podzemnog prostora pomocu kontinualne armirano - betonske dijafragme. Prvo je na jednoj, a zatim na drugoj strani ceste, uz trotoare izvedena kontinualna dijafragma. Uz kratke prekide saobracaja na pojedinim dionicama izvrsen je iskop i izbetonirana tunelska ploca, koja je spojena sa dijafragmom. Nakon zasipanja ploce saobracaj se odvijao normal no, kao i rad u podzemlju (sI.36.28.). Zidovi u obliku dijafragmi posluzili su kao zastita gradevinske jame, zastita od prodora podzemne vode i kao konstruktivni elemenat oologe tunela (Nonveiller, 1981). Primjer izrade armirano - betonske dijafragme takoder u slozenim terenskim uslovima, dat je na slici 36.29. Za poslovni objekat sa 14,0 m dubokim prostorima suterena, u ulici Victoria (Viktorija) u Londonu, koristena je armirano - betonska dijafragma za osiguranje gradevinske jame i za konstruktivni sistem objekta. U prvoj fazi zabijeni su metalni H profili za osiguranje postojece potporne konstrukcije, prije izrade uvodnice za dijafragmu, koja je locirana neposredno uz ovaj zid od metalnih profila. Za vrijeme ovih radova izvedeni su buseni sipovi, koji su zabetonirani do kote drugog sutcrena (sI.36.29.-a). Nakon izvedene dijafragme izvrsen je iskop prve faze do mjesta
473

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizi.fta i primjena ankerisanja

Postojeci objekli

to.OO NASIP

-1.20

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gratlevinske jame

:t 0.OO=101.20m.n.m Most

'/'=30' t::16kN/m 3 -3.70

-6.00

ML-SFc

Teznja je svih ovih rnodeJa, da pored uslova ravnoteze zadovolje u sto vecem obirnu i us love deforrnacija, zaboravljajuci relacije kornpatibilnosti, sto je slozen postupak. U svakoj od prikazanih serna prvenstveno se treba proracunati aktivno opterecenje koje obuhvaca: aktivni pritisak tJa, hidrostatski pritisak vode, konstruktivna opterecenja, uticaj okolnih opterecenja od postojecih temelja, vozila, strojeva, itd. U slijedecem koraku proracunaju se reakcije u vezarna i pronadu momenti savijanja za dimenzioniranje. Nacin proracuna za vise vidova zastite datje prije uz njihovo obrazlaganje, kao npr. kod jednostrukih (priboja) i dvostrukih zagata, sa razuporarna iIi bez njih. (poglavlje 33. i 34.). U ovorne dijelu dat ce se staticke osnove za poduprte zastitne konstrukcije i hidrostatski pritisak kod dijafragme.

36.8.1. PODUPRTE ZASTITNE KONSTRUKClJE

If= 2S'

r~11kN/m3 -10.00

@

-10.S0

GFc '1'=33' t=11kN/ m3

CD

®

p

SI. 36. 30. Ankerni zid sa geotehnickim ankerom: karakteristican poprecni presjek potpornog zida sa ankerom za podvoinjak, gdje je: ankemi potpomi zid (1), slobodna duiina ankera (2), ankerisani (kotveni) dio (3), bu.votina (4).

,

1

Pa

~

Staticki tretrnan ovisi 0 naCinu pridriavanja zastitne konstrukcije koja opet ovisi 0 vrsti rnaterijala od kojeg je sistem podupiranja (razupiranja) izveden, i za koji vid zastite gradevinske jarne. Iz nacina razupiranja - podupiranja u osnovi proizlaze slijedeci staticki sistemi: a) konzoIni, osiguran ukopavanjem u tlo; b) razuprti na jednom ili vise mjesta, kao sto je to slucaj i kod zagata i uskih iskopa; c) poduprti, najednom iii vise mjesta, stoje obic110 slucaj kod osiguranja sirokih iskopa; d) ankerisani, na jednom iIi vise mjesta, kao sto je to slucaj kod jednozidnih zagata (priboja) i armirano - betonskih dijafragmi; e) ukopan elemenat u tlo, koji se uravnotezuje iz odnosa aktivnog pritiska i pasivnog klina, kao 5tO je to slucaj kod potpuno ukopane dijafragme. 474

Temeijenje

A~B

A

~ v

p

36.8. STATIeKI TRETMAN OSIGURANJA GRADEVINSKE JAME

JlllJllIlllllllllllWl

Po

I fj,

I Pp

SI.36.31. Sema opterc6enja za proracun dije/ova poduprtl? konstrukcije: oblik konstrukcije sa .vemom opterecenja na talpe i stupovc diiagram sila za potporu i stup (b).

.vema opterecenja talpe na dubini z i stupa u!lu 110 dubini z'.

Horizontalne drvene talpe kod poduprtih zastitnih zidova opterecene su na savijanje od bocnog pritiska tla, podzcmne vode i drugih objekata uz gradevinsku jamu (s\.36.31.). Talpe imaju raspon jcdnak odstojanju stupova (l). Njihovo opterecenje jednako podijeljeno po duzini (Po) vece je za nize, a manje za gornje taipe, jer optere.cenje od aktivnog pritiska tla ima oblik trougla, sto je slucaj i kod pritiska podzemne vode (P,,.). Stupovi primaju oplerecenje od talpi i ono je rasporedeno po trouglu, k~je izaziva savijallje stup:1. Oni St1 oslonjeni gore na grede, odnosno kosnike a dolje u tlo iIi l1a razupiri1cc. ,tup(lva se sila prenosi direktno iIi preko horizontaillih greda na jedan iIi vi~(' f,:"nib (sI.36.31.-a, b). Temeijenje

475

Xli Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u tlu i osigural'!ie graaevinskejame

Stupovi ispod dna gradevinske jame prenose optereeenje na tIo, koje biva preuzeto otporom tla (sI.36.31.-a, c). Kosnici prenose optereeenje od stupova na oslonce u tlu i izlozeni su aksijalnom pritisku i eventual no izvijanju, sto ovisi 0 slobodnoj duzini kosnika. Statieki tretman konzolne zastite isti je kao i kod prije datih jednostrukih zagata. Razuprti zastitni zidovi proracunavaju se kao razuprti dvostrani zagati, (obradeni u poglavlju 34.), a njihov statieki tretman ovisan je od statieke koncepcije osiguranja dijafragme.

Prema oznakama na slici 36.32.-a moze se izracunati napon na dubini z iz izraza (Nonveiller, 1975): (36.2.) gdjeje: y i y' - jediniena (zapreminska) teiina tla iznad i ispod nivoa podzemne vode;

K A = t gZ ( 45° -

36.8.2. HIDROSTATSKI PRITlSAK KOD DIJAFRAGMI

m - dio dubine z ispod nivoa podzernne vode;

Moguenost da se hidrostatskim pritiskom lIspostavi potrebna ravnoteia napona na granici iskopanog dubokog rova omogueila je razvoj nove tehnike izrade dubokib dijafragmi. Napon na zidovima iskopa potreban za oddavanje ravnoteze ovisi 0 deformaciji u zoni aktivnog klina koju mozemo dopustiti. Sto je veea dopustena deformacija, to ee biti potreban i veei napon na zidu usjeka, sve do graniene velieine aktivnog pritiska. Odriavanje ravnoteze dubokog iskopa ovisno je 0 hidrostatskom pritisku suspenzije, njenoj gustoei, poboljsanoj koheziji U zoni aktivnog klina, trenju, svodnom djelovanju lamele itd.

@ J +-1

2s

0

-. - .. '.

.

IL;'

Zw

z -

0

I

-

n·z

-

-.'ri ,

:

".",".

,.

~

m·z

;

.' " -,j,

-

,

..

CD

\

~~.' 0.-"'~

bw,z

+i>a z

c - kohezija tla. Da bi se odriala ravnoteia napona, mora pritisak suspenzije, jedinicnc tezine Yi' na zidove iskopa na dubini z biti veei iii barem jednak zbiru aktivnog pritiska i hidrostatskog pritiska podzernne vode. Na osnovu ovoga stava dobije se izraz:

(36.3.) gdje je:

n . Z - hidrostatski pritisak suspenzije na dubini z; H w = m . z - hidrostatski pritisak vode na dubini z; Yi - jedinicna tezina suspenzije; Yw - jediniena teiina vode; F, - faktor sigurnosti (koeficijent sigurnosti K s ) • Izjednadzbe 36.3. mOZemo dobitijediniellu tezinu suspenzije: H,

' t. z -

I,

I,

I '

...... b~c

F6a:z"f1mz·'C~I"". '

., ....

~: ~.of

..r::::-,

".'

z

~

~ ~

nlZ'l';

~

60

=::

Yi =

.....

a

/i') -koeficijent aktivnog pritiska;

=~ {KAIY -m{y -y')]- ~ ji(; + m

2

'Yw}.

(36.4.)

U slueaju kratkih ali dubokih lamela dijafragme moze se aktivni pritisak U jedll.36.3. zamijeniti smanjenim aktivnim pritiskom prema izrazu (Nonveiller, 1975): (36.5.) u kojemje:

bw

(36.6.)

S1.36.32. Naponi u usjeku dijafragme: popreeni presjek dubokog usjeka sa suspenzijom i oznakama (a), raJPodjela napona uz zidove usjeka (b).

gdje je:

476

Temeljenje

------------~~~-----------------477

Temeljenje

36. Pripremni radovi u flu i osigura1lje graaevinske jame

XlI Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjel1a ankerisal1ja

y*=y-m(y-y'); T - sila trenja na bokovima aktivnog klina; L - duzina lamele;

Ko - koeficijent mirovanja; te je jedinicna tezina suspenzije za razlicite dubine:

Yi == :~ la z { KJy-m(y-y')]- ~ ~}+m2Ywl.

(36.7.)

Cista suspenzija od benton ita, iii od benton ita sa dodatkom glille i vode, obieno nema na pocetku rada vecu jedinicnu tezinu od Yi == 11 kN I prelazi

12

k%3'

3

1m'

suspenz~ju

U toku rada treba prociscavati

i prakticki ne

kako ona ne bi

postala previse teska. Posebno prije poeetka betoniranja treba ukloniti otezalu suspenziju i zamijeniti je prociscenom suspenzijom minimalne tezine. Koeficijent smanjenja aktivnog pritiska (a z ) smanjuje se sa dubinom (z), pa se aktivni pritisak vise smanjuje u vecoj nego u manjoj dubini (D). Buduci da u toku rada suspenzija postaje sve teza sa produbljenjem usjeka, i koeficijent sigurnosti na smicanje povecava se sa dubinom. Praksa je pokazala da obrusavanja i klizanja liZ zidove iskopa nastaju pri maloj, a ne pri velikoj dubini iskopanog rova, ukoliko nisu nagla gubljenja suspenzije kroz porozno tIo, kada nastupa total no zatrpavanje iskopanog rova.

@

@ r:

®

Iz prethodnih jednadzbi vidljivo je da kohezija moze imati znacajnog udjela u smanjenju tezine suspenzije. Ako se iskop vrsi u poroznom tlu, jedan dio suspenzije infiltrirat ce se u okolni materijal zidova iskopa i prakticki povecati i njegovu koheziju. Pored ovoga elementa na bokovima iskopa formira se skrama (kosuljica) od bentonita, koja takoder povecava koheziju i sprecava isticanje suspenzije iz rova. Velicina uticaja kohezije u zoni iskopa u nekoherentllom tlu zasicenom bentonitom vidljivaje iz skice na slid 36.33 .. Prodiranjem suspenzije u zonu debljine d uz zidove iskopa povecava koheziju nekoherentnog materijala sa c na Ct, sto na liniji sloma pod uglom tJ daje silu kohezije: d K=c J · - - . (36.8.) costJ Smanjenje sile aktivnog pritiska t,.·z PA na dubini z iskopanog rova bit ce iz geometrijskih odnosa sa slike 36.33.-c:

c

H

~a q

Ll.bt,

c

z

r

I

I

---L

z

SI.36.34. Dodatni naponi na zidove iskopa od opterecenja u podruCju aktivnog kfina: jednolicno ravnomjerno oplerecenje (aJ, sematski prikaz dodatnih napona od temelja (b). z

~ ba~t--_Ga-=-Z---..f~

Ovo smanjenje sile aktivnog pritiska smanjuje napon (t,.cr A.Z) od aktivnog pritiska na dubini z koje iznosi:

Sl.36.33.

478

Sematski prikaz uticaja kohezije u zoni oko iskopa u nekoherentnom flu zasicenom suspenzijom: klin aktivnog pritiska sa zasicenom zonom (aJ, raspodjela l1apona uz zidove iskopa (b), poligol1 sUa (c). Temeljenje

t,.cr A

,<

=

d cosqJ -CJ

Z • COS ~ . COS

d

()

t'J - qJ

= -2c1 -

z

,

(36.10.)

te je: Temeljenje

479

XlI Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

10-A,z = z·r· KA -2e ~I. l

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gratlevinske jame

a) b) c) d) e)

(36.11.)

Smanjenje napona aktivnog pritiska pada sa dubinom, ali u rnalim dubinarna i sa velikom dubinom prodiranja (d) i sa vecom kohezijom (el) moze dati znacajno smanjenje potrebne tezine suspenzije za odrZavanje ravnoteze iskopanog uskog rova. Kada je tlo oko rova optereceno i drugim dodatnim opterecenjem na povrsini terena i/ili tezinom temelja okolnih objekata, potrebno je naponima aktivnog pritiska dodati i napone koji nastaju ovim opterecenjem (sI.36.34.).

36.9. \ISNIZENJE NIVOA PODZEMNE VODE UNUTAR JGRADEVINSKE JAME Bez obzira radi Ii se u podzemnoj iii povrsinskoj, mirnoj iii tekucoj vodi, ako se u gradevinskoj jami zeli raditi u suilo, mora se ispumpavati voda i sniziti nivo na potrebnu dubinu. Osim ovoga nacina raznim geotehnickim mjerama, kao sto su npr. zamrzavanje iii injektiranje tia, moze se djelomicno iii potpuno blokirati doticaj podzemne vode u oformljenu gradevinskujamu. U tacki 33.4. dati su osnovni elementi 0 cirkulaciji i ispumpavanju vode iz otvorene gradevinske jame i 0 snizenju nivoa podzemne vode pomocu cijevnih bunara. Narednim izlaganjima prosirit ce se ove osnove na vise konkretnijih naCina snizenja nivoa podzemne vode u gradevinskoj jami i oko nje.

otvoreno pumpanje vode iz gradevinske jame; snizenje nivoa vode oko gradevinske jame cijevnim bunarima; snizenje nivoa vode pomocu busenih bunara; pumpanjem iz horizontalnih drena.znih bunara; elektroosmozom.

Eliminacija iii redukcija dotoka vode moze se obezbijediti: forrniranjem vodonepropusnih injekcionih zavjesa; g) hernijskom konsolidacijom; h) sabijenim zrakom; i) zamrzavanjem. Neke od ovih metoda redukcije dotoka vode otjesnjenjem tla objasnjene su u poglavlju 24. i u tacki 33.1.7. Izbor metode ovisi 0 mnogim gradilisnim uslovima. Naprimjer, pumpanje vode iz otvorene gradevinske jame moze biti koristeno u raznim uslovima, ako je obezbijedena dovoljno velika povrsina za iskop, sa stabilnim pokosima i ako nisu va.zna slijeganja koja mogu biti rezultat erozi]e, zbog isticanja podzemne vode. Kod malopropusnog tla, kao sto je npr. sitan i/ili prasinast pijesak, brzina opadanja nivoa podzemne vode je malehna, a ako je brzina kopanja velika, onda voda lokalno istice priblizno prema gore. te tu dolazi do opasnosti erozije i hidraulickog sloma (sI.36.35.-a). Ako je izlazni gradijent previse velik, potrebno je umjesto otvorenog odabrati drugi nacin ispumpavanja vode, kao npr.: duboke bunare. Strujni pritisak u ovome slucaju usmjeren je prema bunaru na dolje, te stabilna kosina moze biti strrnija (sI.36.35.b). f)

36.9.1. DOTICANJE IISPUMPA VANJE VODE Podzemna voda obicno izaziva veoma velike probleme u toku rada na iskopima. Slozeno i kontinualno pumpanje pri iskopu izaziva vel ike troskove i obicno slijeganje okolnog tia i objekata. Mocni doticaj moze da izazove eroziju i urusenje pokosa otvorene gradevinske jame. Medutim, poznavajuci vrste tIa, uslove podzemnog doticaja i razumijevanjem hidraulickih zakona, moguce je podesiti metode kontrole podzemnog doticaja koji obezbjeduje sigurno i ekonomicno izvodenje radova pod bilo kojim uslovima. Vazno je da se dobiju potrebne informacije prije pocetka radova ispitivanjima u laboratoriji i na terenu. Izvodac radova mora takoder biti spreman za iznenadenja zbog vecih dotoka vode sredstvima za pumpanje vode, i sprecavanje nepozeljnih posljedica za radove i okolna podrucja. Ovisno 0 osobinama tla, nacinu iskopa, vremenu izgradnje, ilidraulickim uslovima doticaja i raspolozivim sredstvima snizenje nivoa vode i redukcija doticaja moze se obaviti na slijedece nacine: 480

Temeljenje

@ N.P.V. :=-....-..::-------.....--+-

N.P.V.

·.T'··:·· .\ \

\

\ ,/" 0.75/'><·,

/ ®'- \. \

'--_.-",-

B

SI.36.35.

\

10.50

Filtracija vade prilikam pumpanja vade iz gradevinske jame: slrujna mreia prilikam otvorenog pumpanja sa dna gradevinske jame (a), Ie kad se pumpa iz bunara unutar kosine (b), gdje je: bunar (A), granica teee,?ja prema bunaru (B), slrujni pritisak (S), pocetak erazije - slom dna (C)(Nol1veiller, 1981).

Temeljenje

481

XU Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

36.9.2. OTVORENO PUMPANJE VODE

Otvoreno pumpanje sa povrsine gradevinske jame moze biti u nezasticenoj (s1.36.2., 36.35.-a i 36.36.) i u zaSticenoj (sI.33.53.-a) gradevinskoj jami. Ova metoda ima veoma siroku primjenu u mnogim terenskim uslovima. Mnogo se primjenjuje kako u uslovima tla, tako i u stijenskom masivu. Cijena instaliranja sistema za pumpanje i njegovo odrZavanje je najniza, u uporedbi sa drugim metodama. Nezamjenljiva je metoda u tlu sa samcima i drugim preprekama, gdje se cijevni i buseni bunari ne mogu koristiti i ona je prakticki jedina metoda kod iskopa u stijenskom masivu. Medutim, kako je u prethodnoj tacki navedeno, nepodesan je nacin kod tecenja vode prema iskopu, sa velikim izlazllim gradijentom, kada postoji rizik od erozije i urusenja kosine. Takoder je nepodeslla metoda kod nestabilnog dna, u otvorenom iIi osiguranom iskopu, pri filtraciji vode prema gore za vrUeme pumpanja, kada takoder moZe doci do sloma tla. Kod ove metode vaZan je sabirni burlar (crpiliste) 7..3 skupljanje i ispumpavanje vode (s1.33.52.-a). Locira se u jednom iIi vise uglova gradevinske jame, a sistemom obicnih iIi drenazllih kanala dovodi se voda u sabirni bunar, cija je kota ispod generalnog nivoa gradevinske jame. Usisna korpa pumpe stavlja se u sabirni bunar, a pumpa se postavlja maksimum do 8,0 m iznad najdubUe tacke pumpanja. Tlacne cijevi od pumpe odvode vodu izvan dometa toka vode u gradevinsku jamu.

S1.36.36.

Tipovi dreniranja vade: drenaini kana! u glinovitom tlu (a), kanal obloien drvetom (b), kalla{ u stijenskol1l masivu (c) (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: propusno flo (1), glinovito tlo (2), drenaini kanal (3), kanal ob!oien drvetom (4), zaltitlli zid (5), befon ilifi lim (6), lim (7).

482----------------------~~~--------------------­

Temeljenje

36. Pripremni radovi u tlu i osiguraY!ie graaevinskejame

Kanali moraju biti dovoljno siroki da bi se odrZala mala brzina, Cime bi se sprijecila erozija materijala. Obicno se kanali popune kamenim iIi sljunkovitim materijalom, bez drenaZne cijevi iii sa njom (sI.36.36.-a), u slabo propusnom materijalu. Nekada se kanali oblaZu i drvetom pri dnu propusnog sloja (s1.36.36.b). U stijenskom masivu voda dotice sistemima pukotina i rasjeda, te se na pogodnom mjestu usijece u masiv kanala i oblozi drvetom, limom, iii betonom (s1.36.36.-c ). Prilikom zastite gradevinske jame hidroelektrane Salakovac od podzemnih voda na lijevoj veoma karstificiranoj obali, izveden je obodni kanal sa drenaZnim busotinama za odvodenje do 5,0 m3 vode nizvodno od gradevinske jame (s1.36.42.b). Ispumpavanje vode iz gradevinske jame vrseno je sa splava na kojem je bio sistem centrifugalnih pumpi. Sa t1acnim cjevovodima preko nizvodne pomocne brane, koji su povremeno produZavani tokom spustanja nivoa vode u gradevinskoj jami, transportovana je voda u. nizvodni dio korita rijeke Neretve. Za uspjesno savladavanje dotoka vode u graaevinsku jamu vaZan je pravilan izbor pumpnog sistema. Potrebno je obezbijediti 100% rezervu, za slucaj potrebe ispumpavanja vecihkolicina vode i sa vecih dubina od predvidenih, kao i predvidjeti rezervno napajanje energijom. Za pumpanje iz otvorene gradevinske jame koriste se slijedece pumpe: 1) membranske pumpe na ruclli pogon za male kapacitete do 20 l/min za

30 mm, do 250 l/min za 100 mm promjera usisne cijevi; 2) membranska motorna pumpa kapaciteta 350 l/min za cijev promjera

75 mrn, do 600 llmin za cijev promjera 100 mrn; 3) uronjena samousisna pumpa na komprimirani zrak pri 7 bara izlazni kapacitet je ranga 450 l/min, pri 15,0 m visine do 900 llmin, na 3,0 m potiskivanja. Moze da radi u vodi sa pijeskom i prasinom, ogranicene kolicine; 4) centrifugalne pumpe, koje imaju siroku primjenu za pumpanje ciste vode. Kapacitet im iznosi od 750 l/min, za 50 mm promjera potisne cijevi, do 2000 l/min , pri visini pumpanja od 15,0 m za promjer cijevi od 305 mm. Potrebno je imati filter oko usisne korpe u vodi koja ima pijeska i prasine; 5) monopumpa se moze koristiti za pijesak i prasinu. Za cijev promjera 75 mm kapacitet iznosi 550 l/min, pri 6,0 m dizanja vode; 6) uronjene centrifugalne pumpe na elektricni pogon za pumpanje iz busenih bunara, kao j iz otvorenih gradevinskih jama; 7) stabilne centrifugalne pumpe na elektricni pogon za usisivanje iz sabirnog bunara do visine 7,0 m kapaciteta 100 - 6000 l/min. ----------------------------~T.~em-e~lj~e-~~e------------------------~483

XII Osiguranje iskopa, asaflllcijll k/izis/ll j primjenll ankerisanjll

36. Pripremni rlldovi u tfu i osigurUl!ie grllaevinskejllme

36.9.3. PUMPANJE lZ ClJEVNIH BUNARA Kada pri otvorenom pumpanju vode iz gradevinske jame postoji opasnost od hidraulickog sloma tla, onda se snizenje nivoa podzemne vode vrsi oko gradevinske jame cijevnim - drenaznim iIi busenim bunarima. Dubina pumpal1ja i l1ivo sl1izenja u bunarima uzima se tako da na najnizoj tacki iskopa depresiona linija podzemne vode bude ispod nivoa dna iskopa.

@

@

promjera 20 - 30 em oko eijevi. Krupnije se cestiee taloze na dnu oko perforiranog dijela i tako povecava promjer bunara (sI.36.37.). Na kraju se smanji pritisak vode za ispiranje na toliko da ostane busotina otvorena i preostali prostor zapuni pjeskovito - sljunkovitim materijalom do povrsine terena. Na vrhu se obicno izvede glineni cep, a svi eijevni bunari se spoje na zajednicki kolektor. Ova instalaeija je jednostavna, brzo se postavlja, a jeftina joj je cijena izrade i odrzavanja. Ako je sljunkovito tio, i sa samcima, radi se obicno udarnom masinom i sa obloznom kolonom koja se vadi u fazi ugradnje bunarske cijevi.

©

.... 2S-30cm

SL3637.

Smuttski prikaz izrade cijevnog bunllra: Jaw utiskivanja cijevi sa filterom pomoeu vodnog priliska (a), zavrsna Jaza (b), zavrsen bunar za vakuumsko pumpanje (Nonveiller, 1981), gdje je: voda pod pritiskom (1), mlaznica (2), sabirni vod (3), rahli pijesak (4), glineni cep (5), peiforirani dio (6).

U tlu manje propusnosti postavija se sistem malih eijevnih (busotinskih), odnosno drenainih bunara, iz kojih se voda putem zajednickog kolektora izvlaCi zajednickom pumpom izvan gradevinske jame. Savremene pumpe za ove svrhe su samousisne koje pomocu vakuma povlace vodu, tako da nije potrebno sve vodove napuniti vodom prije pocetka pumpanja. Za svakih 4,0 - 5,5 m snizenja nivoa vode potreban je jedan red cijevnih bunara. Ovi cijevni bunari sastoje se od c~jevi promjera 50 mm, kojima je donji kraj na duzini 0,5 - 1,0 m i pro~jera 60 - 75 mm perforiran i pokriven metalnom iii plasticnom mrezom. Otvori mreze prilagodavaju se granulometrijskom sastavu tla. Gdje se traii da cijevi ostaju duze vremena u tlu, ekonomicne su plasticne cijevi. Cijevi se zabijaju u tlo na takav nacin da se kroz cijev ubrizgava voda pod pritiskom do 8 bara i u kolicini do 1200 l/min, i tako se olaksava utiskivanje cijevi do traiene dubine. Visoki pritisak zadrzava se dok se ispere materijal u podrucju 484

Temeljenje

SL36.38.

Jednostepene inslalacije cijevnih bunara za uzduino napredovanje: cijevni bunari i instalacije fla jednoj strani (a), instalacije sa obje strane (b), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: glavni cjevovod (1), venti! (2), rahli pijesak (3), cijev (4), filter (5), nivo vode (6), depresiona kriva vodnog nivoa (7), pumpa (8).

Cijevni bunari preporucuju se kod stabilizacije kosina kojima se moze Sl11Z1tl nivo podzemne vode na kosini, iz cega proisticu strmiji nagibi. Cijevni bunari postavljaju se uzduz rova iii oko cijeJe gradevinske jame. Glavni kolektor postavlja se uzduz rova i obicno sa jedne strane kod uzih iskopa, iii sa obje strane kod sirih gradevinskih jama (sI.36.38.). Cio sistem cijevnih bunara veze se za glavni kolektor, a ovaj na samousisnu pumpu, koja na bazi vakuuma poviaci vodu iz cijevnih bunara. Temeljenje

485

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje gratlevinskejame

XII Osiguranje iskopa. asanacija klizista i primjena ankerisanja

STEPEN


@

@

cijev sa donjim neperforiranim (3,0 - 5,0 m duzine) i perforiranim dijelom cijevi. Prostor izmedu vanjske cijevi i oblozne kolone popuni se filter - materijalom u domenu perforacija, a ostali prostor zaspe se materijalom iz iskopa. Nakon ugradnje vanjske cijevi, sljuneanog filter - mater~jala i zapune materijalom izmeau vanjske i oblozne cijevi (koja se vadi) vrsi se eiseenje bunara, prije ugradnje podvodne pumpe sa filterom.

13

'-':.=F:'-' NPV

ttl+.1!--+'~SI.36.39.

@

®

NPV ~---

Trostepeni sistem cijevllih bUllara (a) i smalljen nivo iskopom do NPV. prije instalisanja cijevnih bUllara (b). gdje je: depresiona linija nivoa podzemne vode (1), ispod definitivne kote iskopa (2).

Kao sto je vee napomenuto, limitirajuea usisna visina je izmedu 5,0 i 6,0 m. Kod veCih dubina koriste se busotinski bunari u dvije iii vise stepenica (sL36.39.). Obieno na gomjim stepenicama moze se reducirati pumpanje kada jedna od donjih radi. Cesto je moguee izbjeci dvije iii vise stepenica cjevnih bunara pri iskopu do nivoa podzemne vode, prije instalisanja glavnog cjevovoda i pumpe (sI.36.39.-b). Svaka stepenica sa glavnim vodom ima sopstvenu samousisnu pumpu.

.~-.

@)

----

';7"

'ill

~1

36.9.4. PUMPANJE IZ BUSENIH BUNARA Sl.36.40.

Kada ne dolazi u obzir sistem cijevnih bunara za snizenje nivoa vode u tlu, koriste se buseni bunari sa pumpom na terenu, a ona je kod veeih dubina uronjena u bunar. Za projektovanje busenog bunara sa filterom i dubinskom pumpom potrebna su terenska ispitivanja, ukljucujuCi i probno pumpanje kojim se dobije koeficijent propusnosti (k) potreban za proracun kapaciteta pumpanja. Ovaj metod deniveliranja nivoa podzemne vade je skup zbog busenja bunara veeih promjera i dubinskih relativno skupih pumpi. Koriste se obieno kod objekata koji zahtijevaju stalno odrZavanje nivoa podzemne vode na odredenoj koti. Veoma eesta je primjena ovih bunara kod podzemnog snabdijevanja vodom za pice ili navodnjavanje. Promjer busotine uzima se obieno izmedu 200 - 300 mm, a on ovisi 0 promjeru podvodne pumpe. Medutim, danas se ovi bunari buse do 1,0 m, sto ovisi o namjeni bunara. Koristi se obieno rotaciono reverzibilno cirkulaciono busenje. Bentonit se koristi za stabilnost zidova busotine iIi se ugraduje oblozna kolona, koja se vadi nakon ugradnje vanjske cijevi. Poslije busenja ugraduje se vanjska 486

Temeljenje

Instalacija busenog bunara (a) i sniienje nivoa podzemne vode u propusnom sljullkovito - pjeskovitom flu (b i c), te u polupropusllom pjeskovita prasillastom tlu (d). gdje je vaJ~jska cijev (1), UI1utrasnja pumpna eijev (2). nasuti mater(jal (3). van/ska izvaaella kolona (4). grallulisani filter (5), mreia (6). podvodlla pumpa (7), nasuti materijal (8), skupljeni pijesak i l11ulj (9), spusteni nivo vode ( J0). Ileperforirani dio cijevi (11 ). perforirani dio cijcvi ( 12), buseni bunari (13). /1.ivo vade u bunaru (14), nivo iskopa (15), nepropuslli sl(~j (16).

Gradacija filterskog materijala determinise se prerna srednjoj granulometrijskoj krivoj za tlo, kroz koju se voda filtrira do bunarskog filtera. Na slici 35.18. i tabeli 35.1. data su podrueja granulometrijskog sastava filtra, kao i kriteriji gradacije. Da bi se izbjegao veliki gubitak pritiska kroz filter, cesta je potreba ugradnje dvostrukog filtera sa minirnalnom debljinom od 15 em za svaki sloj. Jedan takav primjer filtera dat je na slici 36.40.-a (Tomlinson i Boorman, 1995). Temeljenje

487

XII Osigurallje iskopa, asallacija kliziJta i primjena allkerisanja

Tehnieki podaei 0 uronjenim pumpama dobiju se iz referenei proizvodaea, za razlieite ueinke i namjene. Radi ilustraeije navodi se kapaeitet podvodne pumpe od 350 ljmin, u busotini od 150 mm, 30,0 m visine pumpanja; iii u busotini od 350 mm moze da ima kapaeitet od 7500 ljmin, pri 30,0 m visine pumpanja. Dubina bunara ovisi 0 dubini do najnizeg nepropusnog sloja (sI.36.40.-b) i postavlja se ispod kote iskopa gradevinske jame. Na slikama 36.40.-c i d nepropusni sloj je duboko ispod dna iskopa. Oblik depresione krive ovisi 0 vodopropusl1osti tla. Kod sljuncano - pjeskovitog tla linija snizenja poklapa se sa \inijom pumpanja u bunaru, tako da razmak izmedu bunara moze biti dovoljno sirok (sL36.40.-b i e). Kod slabo propusnog tla linija pllmpanja II bunaru je nim od depresione krive, pa medllrazmak bunara je llzi nego kod prethodnog slueaja (s1.36.40.-d).

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje graaevinske jame

Pretpostavlja se da je propusno tlo iznad relativno nepropusne podloge u kojoj uzduZni kanal ne dotice nepropusnu zonu tla. Isto tako, uzima se da je iskopani kanal iznad dometa rijeke iii mora. Pod ovim uslovima, a prema slici 36.41.-a, dotieaj vode sa obje strane (Q) dobije se iz izraza (Tomlinson i Boorman, 1995):

Q == [0,73 + 0,27

2 -

IIZ;),

(36.12.)

gdje je: k - koefieijent vodopropusnosti

(;/~);

H, L i ho - su dimenzije (m) prema skici 36.41.-a; Dotieaj vode u male iskope, kao sto su bunari, tretira se kao gravitaeiona kruwa filtracija sa odredene duzine, u vodopropusnom tlu. Proraeun dotoka (Q) provodi se prema izrazu (s1.36.41.-b):

36.9.5. PRORACUN DOTOKA PODZEMNE VODE U ISKOP KodZnacajnih iskopa potrebno je priblizno proracunati kolicinu vode, koju treba tokom rada ispllmpavati iz temeljne jame. Dobivene koliCine vode moraju se znati i radi odredivanja broja i kapaeiteta pumpi koje treba obezbijediti u toku rada.

H~ 110 ]~ (H

Q ==

TC'

sf - t [1

k(H InRI

2

Irw

+

1,8S]

0,3 + lOr,v . H SIllli'

. (36.13.)

gdje je:

k - koefieijent vodopropusnosti

('is);

H, R, s, rw, t - dimenzije sa siike (s1.36.41.-b).

36.9.6. OSTALE METODE SNIZENJA NIVOA I PRESIJECANJA DOTOKA PODZEMNE VaDE

SI.36.41.

Gravitaciono tecenje u iskopanom rovu (a) i gravi/aciono kruino tecenje u bunaru (b), gdje je: kanal (1), pretpostavljena linija izvora (2), nivo vode u rovu i bunaru (3), nepropusno tlo (4), buseni bunar (5), (Tomlinson i Boorman, 1995).

U literaturi postoje mnogi izrazi za razlieite slueajeve dotoka vode u sisteme za spustal\.ie nivoa vode. Ovdje se navodi slucaj uzduznog kanala i bunara, iz kojih se pumpama snizuje nivo vode. U slueaju iskopa kanala, cija je duzina relativno veea od sirine kanaIa, proracull kolicine vode provodi se pod uslovim gravitaeione filtracije prema kanalu (s1.36.41.-a). 488

Temeljenje

Postoje i drugi nacini za snizenje nivoa podzemne vode kao sto su npr. metoda pomoeu horizontalnih cijevnih iIi busenih bunara (sI.36.42.-a, b), iii metode kojima se redueira iii potpuno blokira dotok vode II gradevinsku jamll: elektroosmoza (sL36.42.-e), zamrzavanje, injektiranje i hemijska konsolidaeija. Sve ove metode poboljsanja tla opisane su u poglavljima VII i XI tacka 33.1.7., a ovdje ee se sarno neke kratko interpretirati. Horizontaine busotine (bunari) koriste se II slucajll nemogucnosti koristenja vertikalnih bunara, obicllo zbog vel ike dubine iskopa, kroz slozene terenske uslove. Jedno od rjesenja je da se iskopa vertikalni saht, iz kojeg se u vodonosnoj zoni ugrade horizontalne radijalne drenazne busotine - bunari (s1.36.42.-a). Kod zastite gradevinske jame za Hidroelektranu Salakovae izveden je na Iijevoj obali, u veoma skrasenom krecnjaekom masivu, sistem horizontalnih drenainih busotina u velikom zasjeku radi spreeavanja bllcanja vode iz podzemlja u gradevinsku jamu (sI.36.42.-b). Temeljenje

489

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje graaevinskejame

XII Osiguranje iskopa, asanaeija klizista i prirrifena ankerisanja

NPV

._ ..st::::::=-_-j I

I

SI.36.42. Sniienje nivoa vode i stabilizaeija kosine: horizontalni eijevni bunari (a), isto u ispucalom stijenskom masivu (b), instalaeija za elektroosmozu (e), gdje je: saht (1), nivo vode u sahtu (2), radijalni horizontailli cijevni bunari (3), horizontalne drenaine cijevi (4), perforirane cijevi kao katode povezane u pumpni sistem (5), anoda od celika (6), strujlle linije (7).

snabdijevanja elektricnom energijom. Medutim, danas s~ primjenju~e ko~ ?u~okih sahtova, gdje je pritisak vode veoma velik, te se radovl ne mogu lzvodltl m pod pritiskom zraka. Na slici 24.2. datje princip konsolidacije tla zamrzavanjem (tacka 24.5.) . Ovakav vid ledene zavjese izveden je na zastiti gradevinske jame za Hidroelektranu Cakovec (Hrvatska). Na ukupnoj duzini ledene barijere izvedeno je 396 komada busotina, na prosjecnom razmaku 1,5 m, do dubine zamrzavanja od 53,0 m. Debljina ekrana iznosila je 5,0 m, a sa ohladenom zonom 10,0 m, s~ prosjecnom temperaturom ohladene zone izvan ledenog e:rana od +::5 . U sam~J barijeri ekrana uzeta je u proracun temperatura od -15 C. AmolllJak (NFl,) Je koristen kao sredstvo za hladenje, a luzina (CaCh) za prenos toplote kro~ unutarnje cijevi 075 mm od okitena, i vanjske 0139 mm od celika (Herceg 1 Lincir, 1986).

Sve dosada opisane metode snizenja nivoa vode vezane su u osnovi za sljunak i pijesak. U sitnozrnom tIu, kao sto su prasina i glina, dreniranje je ovim metodama oteZano zbog djelovanja kapilamih sila na vodu u porama koje sprecavaju slobodno gravitaciono tecenje prema bunam. U ovim sIucajevima moze se primijeniti elektroosmoza, ciji su osnovni principi opisani u poglavlju VIT. U elektroosmotskom sistemu voda direktno tece od anode, koja je kao celicna sipka zabijena u tIu, prema filterskim bunarima kao katode (s1.36.42.-c). Pozitivno nabijene cestice vode teku kroz pore u tlu i skupJjaju se na katodi gdje se pumpanjem dizu na povrsinu. Casagrande (1947) je izveo jednadzbu tecenja slicnu Darcyjevom zakonu tecenja, prema kojem tecenje ovisi 0 poroznosti tla i elektricnom potencijalu. Tipican nacin koristenja za stabilizaciju kosine dat je na slici 36.42.-c, gdje se katoda zabija blizu kosine preko koje voda otice od kosine i na taj nacin kosina se stabilizira. Alloda stalno korodira, te je potrebna cesta njena zamjena, dok katoda ostaje u upotrebi duzi period. Redukcija iii eliminacija tecenja podzemne vode pomocu injekcionih zavjesa opisana je u prethodnim izlaganjima. Izrada ovih vodonepropusnih zavjesa vrsi se na bazi cementnih, glinenih, iii cementno - glinenih suspenzija, a kod veoma sitnih materijala koriste se hemijska injektiranja. Savremene metode koriste jet (dzet) injektiranje sa cementom, kojim se formira niz stupova stabiliziranih cementom u tlu, cime se stvara nepropusna barijera iii se stupovi koriste za prenos opterecenja. Ova metoda bit ce objasnjenja u narednom poglavlju. Izvodenje zavjesa zamrzavanjem tla koristi se u slucajevima kada ostaIe metode nisu primjenljive. Ova metoda je skupa i rjede se izvodi. Sistem busotina mora biti strogo vertikalan, sto je U odnosu na njihov veliki broj tesko ostvarljivo. Poteskoce su i u odrZavanju citavog sistema, za koji mora biti siguran izvor

490

----------------------------~~~e-m-e7lj~en~if~e--------------------------491

Temeljenje

37. Asanacije nestabilnih kosina

37. ASANACIJE NESTABILNIH KOSINA U poglavlju VI dat je osvrt na izucavanje uzroka nestabilnosti prirodnih pad ina i vjestackih kosina, kao i metode klasifikacije i proracuna vise tip ova klizista. U ovome dijelu bit ce obradene metode asanacije klizista (ruceva), sa nekim primjerima iz prakse, te kontrola efekta asanacionih radova.

37.1. OSNOVNI PODACI 0 KLIZISTlMA I ISTRAZIVANJIMA Asanacija nestabilnih padina i kosina obavlja se u fazi pocetnog pokreta zemljanih masa i degradiranih stijenskih masiva iIi nakon obavljenog k1izanja. Pojavama klizista pogoduje raznovrsna geoloska i geomehanicka grada tia, hidroloski i hidrogeoloski uslovi, strme padine, velika tektonska ostecenost, znatne koliCine vodnog taloga, klimatski uslovi, seizmicnost podrucja, kao i ljudske djelatnosti i drugi prirodni fenomeni. Sve ove i druge cinioce, koji u1jecu na" k1izanje, potrebno je prethodno poznavati i analizirati prije pristupanja asanacionim radovima. Ovdje prvenstveno spadaju: a) geoloski uslovi nastanka tIa i njegova detaljna grada u sirem i uzem podrucju klizista; b) hidrogeoloski aspekti podrucja; c) geotehnicke osobine tla u kliznom podrucju i izvan njega; d) karakteristike i tip klizista, njegov smjer, intenzitet i brzine pokreta; e) geodetska mjerenja i osmatranja; f) polozaj, oblik i osobine zone k1izanja; g) geomehanicka ispitivanja tla u kliznom tijelu ivan kliznog tijela, i iz zone sloma k1izista; h) moguci uzroci pomjeranja iii klizanja i izazvane posljedice; i) program i projekat istrainih radova koje treba izvesti za dobivanje svih relativnih cinilaca. (a) Detaljna geoloska grada sireg i uzeg podrucja u pokretu treba da se dobije busenjem, potkopima, geofizickim i drugim metodama, definisane preliminamim geoloskim istrazivanjima i programima. Znacajno je da geolozi utvrde historijski razvoj, slijed i starost slojeva, tektoniku i mikrotektoniku, predisponirane klizne ravni i druge morfoloske i geoloske detalje, koji ce posluziti za bolju interpretaciju rezultata dobivenih laboratorijskim iii "in situ" ispitivanjima. (b) Hidrogeoloska istraiivanja treba da definisu stanje i promjene podzemnih i povrsinskih voda i njihov uticaj na k1iziste. Hidrogeoloskom kartom prikazuju Temeljenje

493

XII Osiguranje iskopa, asanaeija kliziSta i primjena ankerisanja

se pravci kretanja podzemne vodene barijere i vodopropusne zone sa procjenom kolicine vode i stepenom vodopropusnosti t1a. Na ugradenim piezometrima osmatraju se nivoi podzemnih voda i njihova oscilacija tokom vremena. Nivoi vode mjere se u piezometrima zatvorenog tipa, na klasican iii savremen samoregistrirajuei nacin, kako je to vee opisano u prvoj knjizi (tac. 9). Promjer, broj i duzina porozne dionice u piezometrima mora se prilagoditi propusnosti materijala u koji se ugraduje na definisanoj dubini busotine. Nivoe podzemne vode treba promatrati duze vrijeme kako bi se dobili ekstremi i brzina promjene vodostaja. Vodaje najcesee glavni uzrok k1izanja, te su ovi podaci od presudne vaZnosti za pravilno projektovanje asanacionih radova. (c) Geotehnicki podaci 0 sastavu i dubini slojeva tla iii stijenskog masiva dobiju se iz sondaZnih busotina i po potrebi iz istraZnih potkopa, raskopa, zasjeka ili sahtova. U busotinama se provode i sva ostala potrebna ispitivanja penetracijom i krilnom sondom, ovisno 0 vrsti tla i terenskim uslovima. Na uzetif!J: uzorcima iz istraZnih busotina i radova provode se sva potrebna laboratorijska ispitivanja i obavlja interpretacija dobivenih rezultata 'koji ee posluziti projektu asanacionih radova, (d) Smjer intenzitet i brzina pokreta dobiju se mjerenjem polouja ugradenih repera na klizistu ivan njega tokom vremena. Stupovi sa reperima ugraduju se dovoljno duboko da bi se obuhvatila sto veea zapremina kliznog tijela. Bar dva repera moraju biti na sigurnoj udaljenosti od pokretne zone kako bi se pomoeu triangulacije osiguralo sigurno mjerenje polouja ostalih triangulacionih tacaka u klizistu. Dobro je da se promjena polouja repera mjeri u prostoru, a ne sarno u horizontalnoj i vertikaInoj projekciji. Karakteristike i elementi klizista dobiju se mjerenjem podrucja geodetskim metodama na povrsini svih defekata i iz istraZnih radova po dubini. Na bazi ovih geodetskih metoda £l1jerenja, u odredenim vremenskim razmacima, mogu se proracunati brzine i smjerovi kretanja, te njihov intenzitet, i proracunati u kojoj se fazi nalazi pokrenuta padina. (e) Geodetska mjerenja i osmatranja se moraju provesti prema odredenom programu geodetskih i fizikalnih metoda osmatranja. Vodoravna i vertikaina kretanja mreze repera ustanovljuju se prikladnim geodetskim metodama po profilima i sa dvije stalne tacke, izvan pokrenute zone. Polozaj ovih tacaka osigurava se jos daljnjim tackama pomoeu triangulacije, Metodom presijecanja odreduje se polozaj repera na klizistu. Mjerenjem uglova i racunanjem duzina izmedu pojedinih repera i stalnih tacaka, u odredenim vremenskim razmacima, dobiju se razlike u uglovima i duzinama, na bazi cega se izracunaju pomaci tacaka u ravnini trougla, Nov polouj tacke u ravni odreduje se iz graficke konstrukcije crtanjem u vecoj prikladnoj razmjeri, Promjena duzine (ilL) u odnosu na duzinu (L) je obicno malena, pa se pri crtanju moze zanemariti. Istodobnim niveJiranjem mjeri se promjena visina 494

Temeljenje

37. Asanaeije nestabilnih kosina

mreze repera, pa se crtanjem dobije s£l1jer kretanja, Danas postoje savremeni instrumenti i metode za mjerenje pomjeranja sistema tacaka u prostoru, za sto je potrebna saradnja sa geodetskim specijalistima, (f) Polozaj i oblik plohe sloma je vazan radi: (i) odredivanja, mjesta uzimanja uzoraka za ispitivanje parametara cvrstoee na smicanje materijala iz zone sloma, (ii) provodenja proracuna stabilnosti sa stvarnom plohom sloma, (iii) izbora metoda za asanaciju kliziSta. Vanjski obrisi klizista su vidljivi i lahko se snimi stanje u pojedinim periodima, uobicajenim iii savremenim geodetskim metodama. Problem je ustanoviti polouj i oblik povrsine sloma unutar klizista. Danas se to vrsi na vise pojedinacnih iii kombinovanih nacina kao sto su: 1) Detaljni pregledi izvadenih uzoraka tla iz istraZnih busotina na kojima je moguee ustanoviti tragove povrsine sloma. Medutim, zbog osteeenja uzorka nastalog u fazi busenja rijetko se moze ustanoviti podrucje sloma na ovaj naCin, jer se obicno izgube tragovi poremeeenog materijala prilikom busenja i vadenja uzorka. 2) Mjerenja zone deformacije u oblozenoj sondaznojbusotini pomoeu cel~~ne sipke iii inklinometrom. U istraZnu busotinu ulozi se plasticna (alkatan) CIJev, a meduprostor izmedu cijevi i stijenki busotine popuni se glinovito-cementnim malterom (s1.37.1.-a). Vremenom se cijev deformise, pa sipka ne moze proei kroz savijeni dio cijevi u dublje zone i tu se registruje gornja zona klizanja (s1.37.1.-b). Kod plitkih klizista ove se osmatracke cijevi mogu ugraditi zabijanjem u tlo.

®

@ ,.L pomal< I

S1.37.1. Mjerenje zone sloma u oblozenoj istrainoj busotini: prije deformaeije (a), nakon

kUzanja (b), (Nonveiller, 1981), te mjerenje defonnacije osi busotine inklinometrom na kosini pod 3(f' (c). (Wilson, 1970), gdje je: busotina 080 - 120 mm (1), alkatna cijev (2), maZter (3), betonski blok (4), pokZopae (5), kraj mjerne sipke (6), sipka 06171171 duiine do 60 em (7), zona deformacije (8), srednjc zhijena glae(iaZna morena (9), zb(iena glacijalna morena (JO), stijenski masiv od filita (J 1). ----------------------~~~----------------------495

Temeijenje

37. Asanacijc ncstabilnih kosina

XII Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

Savremeniji nacin promjene nagiba u busotini dobije se mjerenjem inklinometrom sa daljinskom elektricnom registrac~iom. Kroz plasticnu cijev spusta se inklinometar i registruje nagib na raznim mjestima deformisane cijevi. Komparacijom vise uzastopnih mjerenja ustanovi se dubina u kojoj se mijenja nagib, a pomocu dobivenih velicina naerta se promjena ukupne deformacije gomjeg prema donjem dijelu cijevi (sI.37.1.-c). Ovaj naCin mjerenja je posebno dobar kod proucavanja sporih klizanja i pojava faze puzanja klizista. 3) Sistemske analize podataka 0 pomjeranju repera na povrsini klizista, kojima je moguee rekonstruirati i dobiti vjerovatni oblik i polozaj zone sloma. Smjer pomjeranja repera u prostoru odraz je najcesce polozaja i nagiba povrsine sloma klizista. Okomica na vektore pomjeranja unutar jednog profila daje srediste najvjerovatnije kruzl1iee sloma (s1.37.2.-a). Na ovaj naCin moguee je dobiti iz vektora pomaka i povrsinu sloma, koja nije krufuog vee izduzenog oblika (s1.37.2.-b).

@

SI.37.2. ZakljuCivanje 0 obfiku i poloiaju klizne ravni iz analize vektora pomjeranja u projilu klizista: kruina povrSina sloma (aJ, izduiena povrSina sloma (b), (Nonveilier, 1981), gelje je: vjerovatna povrSina sloma (1), gornja zona pukotina celo klizista (2), donji rub - baza klizista (3), vektori pomaka u uvecanoj razmjeri (4), podruCje vjerovatnog sredisla kruga sloma (5).

4) Kombinovana mjerenja polozaja pomocu busotina i interpretacijom pomjeranja vektora pomaka na povrsini klizista. Za sada je ovo najpouzdaniji naCin odredivanja oblika i polozaja klizine povrsine. Pracenjem intenziteta pomjeranja tokom vremena moze se dobiti slika 0 odnosima napona i otpornosti tla 11a smicanje. Ubrzavanje kretanja upueuje na brzi slom, a usporavanje na stabilizaciju kretanja. Praeenjem intenziteta brzine pomjeranja u fazi puzanja moze se prognozirati vrijeme vjerovatnog sloma tla u klizistu. 496

g) Ispitivanjem uzoraka tla dobiju se mjerodavni parametri cvrstoce na smicanje (c, f{J), jedinicne tezine, vlaznost neporemecenih uzoraka, zasicenost, koeficijenti propusnosti i pozornosti, modul stisljivosti i sl. Ova ispitivanja treba obaviti odmah nakon klizanja, kako bi rezultati bili sto vjerodostojniji fazi klizanja. Parametri cvrstoce na smicanje dobiju se u triaksijalnom aparatu na rekonsolidiranim uzorcima na napon koji odgovara tezini nadsloja. U toku ispitivanja treba mjeriti sve volumenske promjene u svim fazama opterecenja, kao i razvoj pornog pritiska za hidrostatsko opterecenje, bez dreniranja i u fazi smicanja nakon rekonsolidacije. Na ovaj nacin se mogu proracunati parametri pornog pritiska, koji sluze za procjenu pornog pritiska u proracunu stabilnosti kosine. Laboratorijski podaci treba da sadrze razv(~j otpora smicanju ovisno 0 deformacijama. Za proracun konsolidacijc potrebno je odrediti koeficijent propusnosti i ustanoviti stepen konsolidacije. Koeficijent propusnosti treba ispitivanjima dobiti za svaki sloj kako bi se mogla definisati strujna mreza i proracunati porni pritisak potreban za proracun stabilnosti kosine iii padine. h) Uzroci klizanja kosina navedeni su u poglavlju VI, te se ovdje oni sarno rekapituliraju. Klizanje nastaje zbog poveeanja napona smicanja iznad iii do velicine cvrstoee na smicanje materijala iii zbog pada otpornosti na smicanje materijala. U jed nom iii u oba slucaja smanjuje se koeficijent sigurnosti na 1,0 iIi ispod 1,0 (Fs ::; 1,0). Porast napona smicanja moze da nastupi zbog: 1) povecanja prosjecnog nagiba kosine zbog erozivnog djelovanja vode u stopi kosine; 2) poveeanja opterecenja uzrokovano promjenom oblika kosine, izgradnjom objekata i drugim ljudskim djelatnostima; 3) rastereeenja u stopi kosine i poveeanja njenog nagiba Ijudskim zahvatima; 4) povisenja nivoa podzemne vode, promjena vijekovne bioloske ravnoteie, nacina obrade zemljista i drugih slicnih aktivnosti; 5) podzemnih aktivnosti, zemijotresa i drugih dinamickih uticaja; Postepen pad otpornosti na smicanje tla moze da uslijedi zbog: 6) potapanja dijela donje nozice kosine kojaje od bujajueeg materijala; 7) rastereeenja donje nozice kosine od cvrste ispucale gline; 8) deformaeija izazvanih puzanjem u jako prekonsolidiranim glinovitim i raspucalim tlima i stijenskim masivima. Program i projekat istraznih terenskih i laboratorijskih radova, radi asanacije klizista, treba biti prethodno i detaijno sacinjen. Programom treba obuhvatiti sve aktivl10sti i metode koje ce dati podatke i odgovor na sve opisane tacke. Bez potpunih podataka i sa uvodenjem mnogih pretpostavki moze doei do neuspjele asanacije klizista iii ona moze biti neekonomicna.

---------------------------------------------------497 Temeljenje

TClllelje/1je

37. Asallacije Ilcsfabilnih kosina

Xll Osiguranjc iskopa. asanacija klizista i primjclla ankcrisanja

Opcenito ce rasterecenje u obje vrste materijala dati priblizno jednak porast koeficijenta sigurnosti (!1F,). @ @ CD

37.2. METODE ASANACIJE KLIZISTA Iz prethodnih analiza i obrazlozenja datih u poglavlju VI proizlazi da se klizanje moze smiriti smanjenjem napona potrebnih za ravnotezu, povecanjem cvrstoce na smicanje materijala iii kombinacijom ova dva faktora. Smanjenje tangencijalnih napona potrebnih za ravnotezu moze se postici: 0) rasterecenjem gornjeg aktivnog dijela klizista, (ii) opterecenjem klizista u donjern pasivnom dijelu, (iii) rasterecenjem gornjeg i opterecenjem donjeg dijela klizista i (iv) dreniranjem i povoljnim skretanjern strujnog pritiska. Povecanje cvrstoce materijala postize se: (i) opterecenjem donje stope klizista u koherentnorn tlu, Oi) povecanjem efektivnog napona smanjujuci porni pritisak (0"= 0' -u), (iii) injektiranjem, (iv) elektroosmozom i (v) drugim tehnickim i konstruktivnim zahvatima. Opterecenja ilili rasterecenja kosine, te drenaZe, razlicito ce dje!ovati u kosinarna od koherentnog nego' u kosinarna od nekoherentnog materijala.

SI.37.3. Povecanje stabilnosti nestabilne kosine: rasterecenjem gornjeg dijela kosine sa poligonom sila (a), opterecenjem donjeg dijela kosine sa poiigonom sila (b), rasterecenjem gornjeg i opterecenjem donjeg dijela kosine sa poligonom sila (c),

37.2.1. RASTERECENJE I OPTERECENJE DIJELOVA KLIZNE POVRSINE

(Nonveiller,

Rasterecenjem u gornjem i/ili opterecenjem u donjem dijelu kosine smanjuju se velicine tangencijalnih sila (T) a opterecenjem u donjem dijelu povecavaju se normalne sHe (N), bme se povecava koeficijent sigurnosti (F,,). Ako iskopamo u gornjem dijelu kosine odredenu kolicinu materijala i smanjimo teiinu kliznog tijela (W) za dio teiine (- !1W]), doci ce do smanjenja tangencijalne sile sa T na Tj, sto je vidljivo iz poligona sila (sI.37.3.-a). Istovremeno rezultanta norrnalnih napona postaje manja od N na N I , a ugao lfI na lfIl' Ovim smanjenjem ugla Ifl povecava se koeficijent sigurnosti (jedn.23.13.) u nekoherentnom tlu, nakon rasterecenja za:

_

_

!1F,-IF., - F, - tg({J

tglfl - tglf/) tglfl . tglfll

,

(37.1.)

gdje je: 1 F, i F, - koeficijent sigurnosti nakon i prije rasterecenja. Za koherentni materijal povecanje koeficijenta sigurnosti bit ce (jedn.

23.2.): T-T. !1F,=IF, - F, = L · c - -1 • , " T·~

(37.2.)

498-------------------~--~~-------------------

Temeljenje

1981).

Opterecenjem donje stope kosine siIom !1 W2 smanjuje se ugao sa lfI na sto je vidljivo iz poligona sila (sI.37.3.-b), povecava normalna sila N na Nz. a srnanjuje T na T2 , stirn da je rezultanta tangencijalnih sila T2 > r;. U nekoherentnom tlu koeficijent sigurnosti (Fs) bit ce toliko veci, za koliko se srnanjuje ugao lfI 2 kao u prvom siucaju. Kod koherentnog tla u kosini uticaj na povecanje koeficijenta sigurnosti bit ce manji, jer je T2 > r;, a time i 2 F,
(jedn.37.2.). Efektivni naponi (0") ne rastu paraIell10 sa povecanjem opterecenja na nizvodnoj nozici kosine, sto moze dovesti do izazivanja pornog natpritiska. Radi ovoga se u stopi kosine treba izvesti drenaini sistem, koji ce doprinijeti brzoj konsolidaciji pornog pritiska u materijalu male vodopropusnosti (sI.37.18.). Cest je slucaj izvodenja rasterecenja u gornjem dijelu nestabilne kosine, a opterecenja u stopi kosine, koji daje najveCi ucinak stabilizaciji (s1.37.3.-c). Ako Sil sile opterecenja i rasterecenja iste (!1~ =!1WJ, ne mijenja se ukupna sila na kosini (W), nego se smanjuje moment rezuitante, te je rezultirajuca sila trenja T3 < T2 i r;. Iz poligona sila na slici 37.3.-c proizlazi da je ugao l//3 < lfI '2' te je porast koeficijenta sigurnosti Fs) veci nego u prethodna dva slucaja.

C

Temeljenje

499

37. Asallacije nestabilllih kosina

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjfna ankerisanja

Ovim opterecenjem i rasterecenjem kosine dolazi do promjene oblika kosin~, a on. mora. zadovoljiti i druge funkcionalne zadatke. Cinjenica je da prornJena obhka kostne zahtijeva uobicajene i jednostavne graaevinske radove, radi cega se ~va~ tj~ po~ecanja stabilnosti kosine koristi veoma cesto. Ova asanacijska meto.~a Je Jed~no I m?guca kada klizanje nije nastalo zbog strujnog pritiska. ManJlm radovlrna na lskopu i nasipanju rnoguce je povoljno asanirati kliziste. ~ajpov~lj~ije je ~jesenje ako se iskopom u gornjoj zoni moze materijal odloziti na l1Jzvodlll dlO kosme. Korisno je da se ispod nasutog dijela izvede drenaini sistern. k~ko bi s~ ~iv~ ~sicenja novoga nasipa zadriao na nivou prijasnjeg terena, iii da bl se struJIlI pntlsak zasicenog novog materijala usmjerio prema dolje sto dovodi do vece stabilizacije kosine. '

zaustavljanje klizanja. Isto take, potrebno je provjeriti stabilnost kosine i potpomog zida, npr. sa srediStern O2 (sI.37.4.). Ako klizna povrsina 1 irna koeficijent Fs - 1, onda izradom potporne konstrukcije klizna povrsina 2 treba da irna povecani koeticijent sigumosti za oko 20%. lz ovoga uslova odreauje se dubina temeljne potpome konstrukcije. Ima slucajeva da se promjena oblika nestabilne kosine obavi prirodnirn putem i biva uzrok povecanju koeficijenta sigurnosti (Zalesina, sI.22.9.). Pokretj klizanja uzrokovali su da se gomji dio spusti - celo klizista, a donji podigne i odupre 0 bokove susjedne doline.

37.2.2. DRENlRANJE NESTABILNIH KOSINA Sarno promjenom oblika kosine rasterecenjem u gornjem i opterecenjem u donjem dijelu ne moze se u svakom slucaju ostvariti dovoljna sigumost nestabilne kosine. Tada ostaje mogucnost dreniranja kosine, cime utjecemo na smjer i velicinu strujnog pritiska i na 'porni pritisak, samostalno iIi u kombinaciji sa promjenom oblika kosine. Da\jna tehnicka mogucnost je izvodenje slozenih poduhvatnih konstrukcija kojirna se preuzima dio nestabilne kosine.

@

@

®

@)

0

R

'~ ~''No -~ ~

\

-

I'

wN, \,

o.W

P,

s,

-Jro T,

I \ ~' \

I

P2

\

't!

'1'0

\, W

~

\

\

\N3

S,

I}..

SO 7.4. Asanacija klizUita optereeenjem stope i uz pomoc potpornog zida u noiici ~estabzlf~e kos~ne (a). sa poligonom sUa (b), gdje je: klizna ravan bez potpornog ..Ida (1) I dublja kltzna ravan ispod zida (2).

Povecanje ucinka promjene oblika klizne kosine moze se izvrsiti izradorn ?O:pOfl~Og zida ~ nozici kosine (sl.3 7.4., 37.15.). Umjesto betonskih zidova rade se I zldoVI ?d .~ablOna, ~ontazni zidovi, geotekstilni zidovi sa armiranjem nasipa, a nekada I clJele ar~l~ano - betonske konstrukcije sa sipovima raznih profila (s1.37.20.). Pot~orl1l zld~vi dimenzioniraju se na uobicajen nacin za preuzimanje komponente aktlvnog pntiska (J~,) i najcesce nisu dovoljno jaki da preuzmu sile za 500--------------------~~~--------------------

Temeljenje

\

L---r;

SI.37.5. Utica.i strujnog pritiska Ila stabilnost kosine: kosina sa kliznom povrsinom i sematskim prikazom sila (a), poligon sila za potpuno dje/ovanje strujnog pritiska i

bez njega u potopljenoj kosini (b), poligon sila za djelomicno djelovanje drenaie (c). poligoll sila sa vertikalno usmjerenil11 pritiskol11 prema dolje (d), (Noflveiller, 1981).

Na slici 37.5. data je serna i poligoni sila za potopljenu kosinu i uticaji strujnog pritiska za potpuno i djelomicno potopljenu i nepotopljenu kosinu. Na poligonu sila (s1.37.5.-b) vidljivo je da se dobije ugao lfIo' kada nerna strujnog Temeljenje

501

37. Asanacije nestabilnih kosina

Xll Osigurw,;e iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisaJlja

pritiska i VII sa strujnim pritiskom SI, u smjeru strujanja u potopljenoj kosini bez drenaia. Dreniranjem se, kako je receno, utjece na velicinu i smjer strujnog pritiska i najveci efekat se postize ako propusni sloj ugradimo ispod kliznog tijela, npr. u pravcu A - B (s1.37.5.-a). Svaki drugi poloZaj drenaZa manje bi promijenio smjer strujnog pritiska. Sa vodoravnom drenazom ugradenom u pravcu A - B djelovat ce strujni pritisak S3 prema doIje. Iz poligona sHa (s1.37.5.-d) dobiju se potrebne sile otpora T3 i N 3 , sa uglom 11'3 = 11'0' Uzduzne drenaie postavljene na manjem medurazmaku izazvat ce manji strujni pritisak niz padinu, te ce se istodobno smanjiti sile otpora trenja T2 i N2 do granicnih velicina To j No, odnosno ugla 11'0 (poligon sila pod b), u uronjenoj kosini bez strujanja vode, odnosno bez strujnog pritiska. Sa dubokom vodoravnom drenazom postiie se isti ucinak, sarno je N3 = 2No . Kod djelomicnog djelovanja drenaia (s1.37.5.-c) dobiva se strujni pritisak Sz, sa uglom 11'2 < 11'1' Ako bi se izvele uzdume drenaie sa padom kosine na manjem razmaku, pravac drenirane podzemne vode bio bi usmjeren vise u poprecnom smjeru nego u poduznom niz padinu, sto je za stabilnost kosine povoljnije. Strujni pritisak u smjeru padine bio bi vrlo malen, te bi se ugao II' ' izmedu sila NiP smanjio na II' < 11'2 .

koherentnog tla. Obratna je situacija pri vrlo sporom padu nivoa vode ispod kosine 2' prema l' i O. Ovi uticaji vidJjivi su u tabeli 37.1. Tlo je redovno heterogeno i njegova vodopropusnostje razlicita na raznim mjestima i II raznim slqjevima. Dreniranje ce biti efikasnije ako drenaie zahvacaju sve ove propusne zone. Za proracun efekta dreniranja potrebno je preko strujne mreze, pr~je drenaie i nakon dreniranja, proracunati velicinu i smjer strujnog pritiska. Po pravilll, drenaze bi trebale biti dublje od pokrenute mase tla i izvedene u smjeru kretanja klizista. Druga je mogucnost da se drenaza izvede u pokrenutoj masi klizista, ali je potrebno dokazati da Ii je i u kojoj mjeri povecan koeficijent sigurnosti. Kod vertikalnih drenaza voda ce teci u smjeru poprecno na drenaiu (s1.37.6.-a), liZ njegove stijenke i u smjeru kosine na polovici razmaka izmeau dva drena. Razmak izmeau drenaZa ne bi trebao biti veci od dvostruke dubine (2D). Na ovaj nacin raste vertikalna komponenta strujnog pritiska, cime se povecava efektivni napon (U')i ucinak dreniranja i kod male vodopropusnosti tla. Kako je strujni pritisak ispod drenaie usmj'eren prema gore, ukupni strujni pritisak u prosjekuje kos prema drenaZama, pa uvijek ostaje njegovajedna mala komponenta u smjeru kosine. Zbog ovoga u malo vodopropusnim materijalima ovo ima uticaj na stabilizaciju kosine.

Uticaj promjena vodostaja na stabilnost klizista *l) Tabela 37 I ; Promjenanivoa vode rasterecenje aktivnog dijela kosine opterecenje pa~ivnog dijela kosine oplerecenje pasivnog i rastereccnje aktivnog dijela kosine promjena smjera strujno'( pritiska sporo povecanjc nivon vode snizenje nivoa vade

Kohercntno 110 (cp=O)

®

Nekoherentno tlo ... ..

;

(c=0)

poboljsallje

poboljsanje

bez promjene iii malo Doboljsanje

poboljsanje

poboljsanje poboljsanje o ,mala promjena zznalno poboljsanje o ,mala promjena ,znatno poboljsanje

®

D

I . NPV

l=120

,~I--------~~=-------------~I

I

=fI

znatno

poboljsanje znatno poboljsanje o ,pogorsava se 2malose poboljsava 2 I malo pogorsanjc opoboljsanje

I'

D

I

i

*1)

!36

+

I

b

~

prema Nonveilleru, 1981. SI.37.6. Strujne linije u kosini: kodvertikalne (aJ i horizonta/ne (b) drenaie.

. Pro~ena. nivoa vode na gore i dolje kada nivo vode u klizistu ostaje honzontalan, razhcito utjece na stabilnost kosine. Pri potapanju kosine od 0 - 1 rasterecuje pasivnu zonu, sto pogorSava stabilnost kosine u nekoherentnom tlu. Sa daljnim porastom vodostaja od I do 2 (skica uz tabelu 37.1.) postepeno se smanjuje tezina aktivne zone, te se malo poboljsava stabilnost kosine kod nekoherentnog i 5m----------------------~~~--------------------­

Temeljenje

Horizontalne drenazne busotine uvode niski hidrostatski potencijal dublje u kosinu, nego sto se postize vertikalnim drenazama, sto je povoljnije za stabilnost kosine (sI.37.6.-b). U nehomogenom tiu sa proslojcima vece vodopropusnosti mogu se postaviti horizontalni drenovi tako da presijecaju ove slojeve, koji postaju prakticni drenovi, cime se znatno povecava uCinak dreniranja. Temeljenje

503

37. Asanacije nestabilnih kosina

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizLfta i primjcna ankerisanjll

37.2.3. IZVODENJE ASANACIONIH OBJEKATA

Asanacione radove treba izvoditi odmah nakol1 uocavanja nestabilnosti, kako bi se preduhitrilo klizanje terena, koje bi nakon klizanja zahtijevalo znatno veee izdatke nego ako do njega ne dode. U hitne asanacione radove spadaju: (a) Odvodnja povrsinskih voda kanalima izgradenim od prefabrikovanih armirano - betonskih elemenata, iIi izradom betonskih i kamenom oblozenih kanala na lieu mjesta (sI.37.7.). Trasa rigola treba da se postavi po uvalama i u pravcu klizanja sa dobrim poduznim padom. (b) Kaptiranje izvora i vode u uvalama, te njihovo odvodenje Izvan klizista. (c) Regulisanje potoka i bujica u neposrednoj blizini kliziSta. (d) Zapunjavanje pUkotina glinom sa do brim nabijanjem. (e) Skidanje deponovauog materijala na padini i planiranje povrsine radi lakse odvodnje. (f) Prestanak vjestackog navodnjavanja, pumpanja vode iz bunara u podnozju kosine i preduzimanje drugih mjera zastite.

®

I

LA

B

@

,-

A-.\

-11 '-_f_aji

ThO

Osnovni princip postavljanja kanala j drenaia za prikupljanje povrsinskih i podzemnih voda je da budu priblizno paralelni sa pravcem kretanja klizne mase. Nikada se ne postavljaju kanali i drenovi upravno na pravac klizanja, vee se postavljaju bocni kanali, tako da prikljucak ima obicno oblik slova Y (sI.37.8.). Voda iz kanala ilili drenaza odvodi se u glavni odvodni objekat, sto dalje od zone klizanja. Na slici 37.8. dat je tlocrt izvedenih kopanih drenaw na blagoj padini Prekrizje (Zagreb) sastavljenoj od 5,0 - 10,0 m debele prekonsolidirane giine, srednje i visoke plasticnosti, ispod koje je debela naslaga propusnije anorganske prasine. Podzemna voda se skuplja iz klizista pomoeu sistema drenaZa raznog oblika i velicine. Njihovom izgradnjom snizava se nivo vode i mijenja pravac strujnog pritiska, sto poboljsava stabilnost kosine. DrenaZne gradevine treba da djeluju trajno, da ne bi njihovo djelovanje izazvalo eroziju tJa granicne zone, time bi se zacepila drenaza. lspuna drenaze mora odgovarati filterskim pravilima koja su objaSnjena u tacki 35.3. DrenaZne gradevine mogu se razvrstati na: (i) otvorene drenaine kanale, (ii) zatvorene drenaze, (iii) drenaze u potkopima, (iv) vertikalne i horizontalne drenaZne busotine i (v) kaptazni bunari.

60

B

1-----'''''00''-----/·1

CD

W] ~ ~::. += .:. :::.'.':",': .... .. :.: .. ':',

@

~

"

~

_9p

I

S1.37.7. Neki tipovi kanala w povrSinsku odvodnju: armirallo - betollska kanalica (aj, armirano - bctonska koritnica (h), hetol1ski mono/Uni kana/ (e), kanal obloien kamellom iii belOnskim blokovima (d), gdje je: kamella obloga (1 j, betonski blokovi (2), vodonepropusna membralla (3).

Sl.37.8. Situaeija klizista Prekriije sa izvedenim drenainim sislemom kopanih drenaia od PI do P l3 i kana{om za odvod vode 50175 em, (i'v'o!n·nucr. NSf J-

504---------------------~--------------------------­

Tcmeljenje

Temeljenje

505

XIT Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

Otvorene drenaie sluze za povrsinsku odvodnju klizista, do 3,0 m dubine, i one se obicno popune lomljenim kamenom (sI.37.9.-a). Ovo je stari tip drenaZe, ciji je nedostatak otvorenost sa gornje strane na koju povrsinska voda unosi sitne cestice koje vremenom smanjlUu vodopropusnost drenaZe. Osim ovoga, kamen u drenaZi ne sprecava ispiranje okolnog tla. Zatvorene drenaze se najvise pri~enjuju u praksi i izvode se na vise naCina (sI.37.9.-b, c, d). Sirina drenaznog rova ovisi na koji nacin se izvodi roY, ali iz konstruktivnih potreba uzima se obicno 0,60 - 1,5 m, sto ovisi 0 njegovoj dubini. Dubina drenaze obicno presijeca Citav vodonosni sloj, a dno se postavlja u nepropustljivoj podlozi, odnosno izvan zone sloma kosine.

®

@

@

37. Asanacije nestabilnih kosina

trebaju imati perforacije velicine koje odgovaraju granulometrijskom sastavu drenaZne ispune. Ako se na ovo ne obrati paZnja, doci ce do ispiranja ispune drenaZe, sto ce izazvati postepeno zapunjavanje drenaZne cijevi. DrenaZa sa betonskom podlogom prima vodu sarno sa strana tako da se smanjuje kolicina vode koja gravitira drenazi. DrenaZa se na povrsini zatvara nabijenim slojem gline kako bi se sprijecilo unosenje sitnih cestica, koje bi vremenom smanjile vodopropusnost drenaze. Korisno je da se uspostavi vegetacioni pokrivac. Ponekad se drenaZa zatvara betonom sa kanalom za odvodenje povrsinskih voda (sI.37.9.-d). Izlaz drenaze na teren iii u kontrolni saht (s1.37.9.-e) izvodi se pomocu drenazne cijevi iii posebllo ugradene perforirane metalne cijevi. Na spojevima drenaZa dobro je izvesti betonske kontrolne revizione sahtove. Geotekstili su se u drenaZama pokazali kao izvrsna zamjella filterima od zmastih kamenih materijala, koji se stavljaju oko drenaze cijevi. Do sada su moguca dva osnovna nacina primjene netkanog tekstila. Prvi je da se geotekstilom omota zmata filterska ispuna koja se polaze po obodu iskopa i po vrhu drenaZe, a druga je da se oblozi drenaZna cijev, a sam roy ispuni pijeskom. Pravilno izabran geotekstil osigurava vodopropusnost, zadrfuvanje cestica tla i dugotrajnost djelovanja. Potkopima se prihvataju podzemne vode iz vodonosnih slojeva i kaptiraju izvori koji se Ilalaze duboko u podzemlju. Obicno se potkopima doae do kontakne zone izmeau nanosa i nepokrenutog tia, odnosllo izmeau vodopropustlj ivih i vodonepropustljivih slojeva. U naseljenim podrucjima dreniranje je moguce izvrsiti potkopima, jer se ne mogu izvoditi povrsinske drenaze.

r-- 1.50 -----1

S/.37.9. Detalji drenainih rovova: otvorena drenaia (a), drenaina cijev u .fijunku i na podlozi pijeska (b), drenaia hez drenaine cijevi (c), dno drenaia od betona sa drenainom cijevi i sa heLonskim rigolom (d), saht za pregled drenaie (e), gdje je: lomljeni kamen (1), pijesak (2), §ljunak (3), perfiJrirana drenaina cij€:V (4), nepropustan mater(jal (5), zatravljena povrSina (6), povrSina sloma (7), betonski kanal (8), perjorirana c(jev (9), (Nonveiller, 1981; Stojadinovic, 1986).

Dno drellaze izvodi se bez posebne podloge (s1.37.9.-b , c), iIi se radi povecanja odvodnje postavi perforiralla cijev na betollsku podlogu, iIi izvede betonski kanal (sI.37.9.-d), iIi se cijev od poroznog materijala ugradi u s~junak (sI.37.9.-b). Ako sam a drenaZna cijev nije dovoljno porozna, treba je perforirati i poloziti tako da spojnice imaju odreden zazor. Cijevi koje se ugraouju u sIjunak 506

Temeljenje

SI.37.10. Drenaini potkopi sa kanalima za odvodenjc dreninfl".· nod::emnc vode, gdje je: pijesak (1), ,fijzmak i kamen (2), belon.l'ki kana! (If (4), (Stojadinovic. 1986). 507

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

Potkopi se obicno kombinuju sa vertikalnim drenazama i oni se izraduju sa filterima, ako se njima prikuplja i odvodi podzemna voda. Oni su obicno trapezl1og, rijetko lucnog oblika sa betonskol11 tajacom za odvod drenirane podzemne vode (s1.37.1 0.). Cesto potkopi ostaju otvoreni radi kontrole i odvodenja drenirane vade, jer i u ovome slucaju oni sluze kao otvoreni horizontalni drenovi. Vertikalne drenazne busotine se izvode rjede i to u slucajll kada se zasieeno tlo treba drenirati, a lezi na vodopropustljivom i stabilnol11 sloju. Na ovaj nacin se voda iz gomjeg zasieenog sIoja drenira u donji, i tako poveeava cvrstoea gomjeg sIoja.

Sf.37.ll. Hurizontalne drenaine busotine: sistem buJotina kod povecanja stabilnosti kosine (a), dreniranje kod kruzno - cilindricne klizne ravni (b), gdje je: horizontalne drenaine busutine (1), kruino - cilindricna klizna ravan (2), stijenski masiv (3).

Horizontalne drenazne busotine izvode se pod blagim nagibom u koherentnim i nekoherentnim materijalima. Danasnja savremena tehnika busenja omogllcava busenje u nekoherentnom materijalu sa oblaganjem iii u koherentnom tlu bez oblaganja busotine dubine i preko 100,0 m. Nakol1 busenja uvuce se drenaZna cijev sa filterom, a kolona ako je koristena, postepeno se izvlaci vani (sI.37.11.). Za pliee busotine koriste se spiralna svrdla, bez oblaganja busotine iIi sa njol11. Radi nadoplIne istraZnih radova izvode se busotine sa dllplom srznom sa vadenjel11 neporemeeenih lIzoraka, nad kojima se provode dopunska laboratorijska ispitivanja. Za privremena osiguranja kosina iskopa koriste se perforirane drenaZne cijevi bez filterske zastite iIi samo busotine ispunjene pijeskom. Ove drenafue busotine odvode vodu iz kosine, a islo tako l11ijenjaju pravac strujanja vode (s1.37.6.-b). Nekada se za stabilizaciju kosine izvodi citav sistem horizontalnih busotina sa istim iii razlicitil11 duzinama, poredanim u sahovski poredak (s1.3 7.Il.a). Obicno se lIzima tolika duzina, da tangira klizni krug, koji opet tangira neporemeeeni stijenski masiv (sl.37.11.-b). 508

Temeljenje

37. Asanacije nestabilnih kosina

Kaptaza izvora vrsi se prihvatanjem vode na izvoru, njenom skupljanju i odvodenju van klizista. Dno kaptaZe radi se od betona iii kamena u l11alteru i polaZe se na vodonepropusnu podlogu. Zidovi kaptaze izradllju se tako da propustaju vodu, a iza njih se postavljaju filterski slojevi. DrenaZa kosina vrsi se i preko drenaznog l11aterijala postavljenog po povrsini kosine (s1.36.2.--c). U ovome slucaju kosina se izravna u definitivnol11 nagibu i postavlja odmah drenaZan sloj. Ispuna drenainog rova mora se prilagoditi filterskim pravilima (vidjeti tacku 35.3.). Granulaciju filtera treba prilagoditi okolnom materijalu koji treba biti propustljiviji deset puta nego materijal u kontaktu. Filterski materijal treba prema nekim al11erickim istraZivacil11a da zadovolji slijedeee uslove: Odnos ispiranja definisan kao: DI5 filterskog materijala 5 -"--_--'='._---='--- < , (37.3.) DS5 okolnOf! materiiala ,Odnos vodopropustljivosti definisan kao: DI5 filterskog materijala 5 .~---':::-----'=--- > , (37.4.) DIS okolno!! materiiala Ispunjavanjem uslova da odnos ispiranja treba biti veei od 5 sprecava se da fine cestice okolnog tla ne erodiraju i zapunjavaju filterski materijal, dok zahtjev da odnos vodopropustljivosti bude veei od 5, treba da obezbijedi, da filterski materijal bude dovoljno vodopropustljiv. Na bazi ova dva zahtjeva proizlazi da granice velicine cestica DIS (DIs znaci ona velicina zma koja odgovara ordinati od 15% granulometrijske krive) filterskog materijala treba da lezi izmedu: 5· D I5 i 5· Ds5 •

37.3.

OSMATRANJE POKRETA I EFEKATA ASANACIONIH RADOVA

Pokreti prirodnih iii vjestackih kosina mogu biti dugotrajni, t.e j~ osmatranje vremenskog pomjeranja, odnosno brzine pokreta, veol11a znacaJno I neophodno za procjenu eventualnog vremena sloma kosine i preduzimanja asanacionih mjera radi izbjegavanja 1110gueih katastrofalnih pojava. Posebno kod velikih rudarskih povrsinskih otkopa, iskopa za velike hidrotehnicke i d~uge objekte, priobalnog podrucja akumulacionih jezera, itd., gdje su ceste promJene ravnoteznih uslova u tlu i stijenskom masivu, dolazi veoma cesto do pokreta postojeeih iii otvaranja novih nestabilnosti. Ovo se, takoder, desava i kod nekih prirodnih padina sa aktivnim klizistima. . . Povrsinsko osmatranje najcesee se svodi na geodetska m!erel~Ja triangulacione I11reze, a kod slozenih slucajeva i na aerofotogrametrijsko snnnanJe. Temeljenje

509

Xll Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisanja

37. Asanac!ie nestabilnih kosina

Najcesce se geodetskim metodama mjere pomjeranja pojedinih geodetskih tacaka, iz kojih se procjenjuje brzina i smjer kretanja u pojedinim intervalima (sI.37.12.). Kod dubinskog osmatranja koriste se prakticki sve metode primjenljive i kod istrainih i kontrolnih radova. Interpretacija rezultata osmatranja zahtijeva interdisciplinami pristup geologa, geodeta, geofizicara, geotehnicara, gradevinskih inzenjera, hidrogeologa i tehnologa, jer se mjerama asanacije ne moze pristupiti po krutim i sigumim pravilima. Teorija stabilnosti kosina moze se dovoljno tacno primijeniti sarno kada se radi 0 homogenom tlu, odnosno masivu. U heterogenom tlu treba sagledati sve faktore koji uslovljavaju nestabilnost, te osloniti se na licnu sposobnost i iskustvo stvarallja predodzbe 0 meduzavisnosti svih faktora, posebno djelovanja vode na razne vrste tla.

<>--0

c- 4

C-4

AR AH

A-21 6. H

400r-~~~~~-r---AV~ ___AR: o-·_·-oA-21

e

2.

I 300+-----~----_+-----.------~_1~~----~----_+----~


::r o CL.

o

300

400

500

500

700

800

VRIJEME t(dani

J

S1.37. J2. Pomjeranie tacaka C-4 i A-21 u profilima kosina povrSinskog kopa, koja karakterisu generalis ani Kelvinov model (MandiiC, /985).

Radi ovoga projekat asanacije treba koncipirati tako da je moguce unositi sve izmjene i dopune na bazi rezultata osmatranja prije, u toku, i nakon provedene asanacije. Pozeljno je nastaviti sa osmatranjem i nakon provedenih asanacionih mjera, posebno pomjerallja nivoa podzemlle vode i stanje drenaznih objekata. Najbolje se efekat asanacije moze utvrditi ako se zadrie reperi, koji su bili postavljeni u fazi istraZivanja i izvodenja asallaciollih radova. Pojedine mjerne tacke, koje bi se mogle unistiti u fazi izvodenja, potrebno je izmjestiti i povezati ih sa prethodnim rezultatima osmatranja. Efikasnost asanacije ocituje se u smanjenoj iii potpuno sprijecenoj brzini kretanja, posebno nakon intenzivnih padavina. Mjerenjem nivoa podzemnih voda u piezometrima dobit ce se direktno podaci 0 promjeni efektivnih napona, nastaJih djeiovanjem izvedenih drenaia. 510

Temeljenje

Busotine u kojima se mjere deforl11acije nastale klizanjem dat ce podatke 0 eventualnim promjenama njegove dubine. Ukoliko se provedenim radovima Ilije dovoljno smirilo kliziSte, moguce je izvesti dodatne radove na bazi interpretacije rezultata ovih osmatranja.

37.4. NEKI PRIMJERI ASANACIJE KLIZISTA Ceste su pojave nestabilnosti prirodnih padina iIi vjestackih kosina u priobalnim podrucjima veJikih akumulacionih bazena i kod povrsinskih rudarskih kopova. Cijeneci obim, znacaj i l11ogu6e posljedice klizanja padina, bilo da su rezultat prirodnih procesa, denivelacije vode u akumulaciji iIi neplanskog iskopa i nekontrolisanih Ijudskih aktivnosti, obavljaju se odredena terenska i laboratorijska ispitivanja i osmatranja padina sa ciljem ocjene stepena stabilnosti pojedinih dijelova padine. Ove aktivnosti obavljaju se prije, u toku j nakon izgradnje objekata. Slicno se radi i kod drugih radova na iskopu za saobracajnice i druge vrste objekata, u podrucjima sklonim klizanju. U podrucju akumulac~je Rama definisane su: (i) stabilne (krecnjaci, dolomiti, verfenski kompleks i nevezane stijene na zaravnima), (ii) uslovno stabilne (klasticne nevezane stijene) i (iii) nestabilne (ilovicasti pokrivaci i raspadnuti laporci) padine. 1) Kliziste "Separacija" aktivirano je u fazi pramjenja akumulacije, ali je bilo aktivno i prije izgradnje hidroelektrane. Nakon uocavanja prvih pukotina, ugradeni su reperi i mjerena su pomjeranja. Maksimalno pomjeranje za 21 dan izn08il0 je 29,3 m, srednje 7,9 m, a minimalno 0,5 m, dok se srednja brzina pomjeranja kretala od 2 mmldan do 1,63 mldan. Klizna ravan formirana je na kontaktu deponovilne jalovine i prirodne povrsine terena, koja se dalje prosirila na kontakt ilovacastog pokrivaca i gline sa laporcima. Glavni uzrok ovome pokretu je, prije svega, deponovan materijal, koji je spustanjem nivoa vode u akumulaciji bio pod pojacanim filtracionim pritiscima i ispiranjem sitnih cestica. Oslabljeni oslonac padine pod dodatnim opterecenjem uslovio je aktiviranje kliziSta, tim prije jer je na predisponiranoj ravni po kontaktu sa glinama smanjena otpornost na smicanje. Za slucaj padine u prirodnim uslovima dobiven je koeficijent sigurnosti 2,6, a za slucaj pune akumulacije 3,8, tj. padina je stabilna, dokje kod praznjenja akumulacije padina postala nestabilna (F, =0,94). Ovo konsekventno kliziste duzine 240,0 m, sirine 200,0 m i dubine 15,0 m sanirano je sarno povrsinskim ravnanjem iznad nivoa akumulacije radi izgradnje ostecenog puta, jer uruseni materijal u nozici klizista nije ugroZavao ulaznu gradevinu dovodnog tunela hidroelektralle. 2) KliziSte "Kukovi" nalazi se na lijevoj obali akumulacije Hidroelektrane lablanica. Sire njegovo podrucje izucavano je jos od strane F. Katzera i L. Mariea, ali su detaljnija izucavanja uslijedila tek u fazi izgradnje Hidroelektrane .Tablanica. Temeljenje

511

XI! Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjcna ankerisullja

Na sirem lokalitetu tunela "Kukovi" bilo je i prije i u toku izgradnje uzane pruge i puta pokreta manjeg obima koji su izucavani, istraiivani i ispitivani od strane mnogih strucnjaka i razlicitih institucija. Prakticki je pocetkom 1954. godine zapoceto sa izucavanjem problematike stabilnosti padina u ovome podrucju, tj. prije pocetka Pllnjenja akllmlllacije Jablanica. Zbog svoje slozenosti, kompleksnosti i znacaja ovo kliziste je postalo predmet stalnog istraiivanja, osmatranja i iZllcavanja, posebno sa stanovista iZllcavanja lIzroka nastajanja uticaja akumlllacije na njegovu nestabilnost. U dosadasnjem periodu izveden je znatan obim istrainih radova laboratorijskih ispitivanja, na bazi kojih su napravljene mnogobrojne analize i elaborati i davan naredni obim kao i vrste doplInskih istrazivanja. Sadasnji fond podataka omogucuje sire izucavanje nastanka klizista i mogllceg nacina njegovog saniranja. IstTazni radovi sastojali SlI se 1I izradi: );> 12 bllsotina ukupne dubine od 510,4 m; );> 6 sondaznih bunara lIkupne dubine od 173,0 m; );> 14 piezometara ukllpne dubine 444,1 m; );> 5 istraznih potkopa ukllpne dllzine 707,7 m. Pored ovih istrazivanja vrsena su i osmatranja pokreta preko repera na 13 profila i obavljenja potrebna laboratorijska ispitivanja uzoraka tla. Analizom srednjih brzina kretanja tla po profiiima moze se zakljuciti (sI.37.13.) daje poslije prvih pokreta doslo do smanjenja srednjih brzina pomjeranja tla iako osmatranja ukazuju na kontinualnu aktivnost klizista. Razmatranjem profila i repera u profilima uocava se ciklicnost aktivnosti i smirivanja, ali ona vrlo slabo korespondirajll sa denivelacijom vode u akumulaciji. U sirem podrucju klizista "KlIkovi" moguce je izdvojiti vise podrucja koja su izgradena od (Zavod za inz. geo\., 1981): (a) brecastih i bankovitih krecnjaka, te bankovitih dolomita koji se odlikujll pukotinskom poroznoscu, ali nemajll znacaja u formiranju i razvoju nestabilnosti ove padine; (b) laporovitih krecnjaka sa gIincima koji SlI najvise zastupljeni i direktno lItjecll na nestabilnost klizista, jer predstavljaju hidrogeoloski kolektor znatnih kolicina oborinskih voda; (c) liskunovitih pjescara i glinaca koji 1I hidrogeoloskom smislll predstavljaju vodonepropllsnll sredinu, iZllzev povrsinskog pokrivaca; (d) drobinskog i padinskog materijala manje znacajnog za stabilnost padine. Na bazi prikllpljenih podataka, njihove analize, reinterpretacije svih istrazni!l rado~a, .fo~ogeoloske obrade, aviosnimaka, detaljnog ll1zenJersko - geoloskog kaltlranja I dr., moze se ovo nestabilno podrucje podijeliti u dvi)e neovisne sredine: (i) prostor tllnela "KlIkovi" i (ii) slivno podrucje potoka Cmaja. povsto~ecih

512--------------------------------------------------Temeljenje

37. Asanacije nestabilnih kosina

20t----.-,nr-,rrrITI---,,-,----r-n-------------r-------.------~T

. u

'iE E

~ ,g 10

Il-Vl poprecni profili

I

r----~~-H#+~--~M+-+--~r_~------------~--------~------~

"

.!: ~

.0

GODINE OSMATRANJA

Sl.37.13. Dijagram srednjih brzina kretanja klizista "[(ukovi" po profilima (1- VI).

Kliziste 1I podrucjll tunela "Kukovi" odlikuje se veoma dubokim klizanjem. Tijelo klizista sastavljeno je od vodopropusnih tektonski ostecenih laporovitih krecnjaka koji direktno leze preko vodonepropusnih pjescara i glinaca. Infiltracijom vode kroz vodopropusnu sredinu dolazi do cirkulacije podzemne vode lIzduz kontakta ovih dvijll sredina i prihranjivanja kliznog tijela, sto ima za posljedicu smanjenje otpomosti tla na smicanje. Kiiziste 1I podrucjll sliva Crnaje ima karakter povrsinskog klizanja heterogenog pokrivaca relativno malih dubina do 8,0 m. Pojave klizanja odraz su povrsinskih i podzemnih voda, fizicko - mehanickih osobina pokrivaca i Ijudske djelatnosti. Dokazano je da denivelacija vode 1I akumulaciji nije neposredni uzrok ovih pojava. Cijeneci da Sll podzemne i povrsinske vode najveci uzrok pojavama nestabiinosti, rjesenje treba traiiti 1I radikalnom odvodenju povrsinskih i dreniranju podzemnih voda sa onih dijelova padine, koja su pod najveCim uticajem ovih faktora. lzvodenjem istrainih stolni i bllnara smanjila bi se donekle brzina pokreta t1a, jer su oni donekle imali ulogu drenaZe, sto upucuje na zakljucak da se drenaznim konstrukcijama moze utjecati na vecu stabilnost padine (Selimovic, 1983). 3) Povecanje stabilnosti osulinske i terasne padine 1I neposrednoj blizini brane i preljeva 1I tunel Hidroelektrane Grabovica izvrseno je dodavanjem materijala iz iskopa u nozici nasipa (sI.37.14.). U zonama osuline mocnosti do 30,0 m ustanovljeni su i rasjedi 1I kojima je kao ivan njih otkriveno vise manjih kavemi 1I osnovnoj stijeni uslojenih krecnjaka i dolomita, ispunjenih pijeskom, drobinom, glinovitim materijalom, iii Sll ostale nezapunjene. Visi slojevi osuline gradeni su od krecnjacke iii dolomitske sitne drobine, a nizi od terasnih sedimenata, sa Temeljenje

513

37. Asanacije nestabilnih kosilla

XIl Osiguranje iskopa. asanacija klizista i primjena ankerisanja

valuticama i blokovima. Ovi sedimenti vezani su glinovitim iIi karbonatnim vezivom, a djelomicno su i konglomeratisani. Na ovome potezu provedena su geoloska i geomehanicka Iaboratorijska i "in situ" ispitivanja na malim i veCim uzorcima tla. Rasturanje rezultataje veliko, a 3

srednje vrijednosti iznosile su za: jedinicnu tezinu 22 kN/ m , poroznost 0,22, ugao unutamjeg trenja 50°15' (0 - 3 m), 55°57' (3 - 6 m) i koeficijent propusnosti lx1O° em/s. Veca stabilnost ove padine obezbijea-ena je dodatnom kontratezinom materijala iz iskopa, a osiguranje od ujezerene vode pokosa izvrseno je kamenom oblogom. Za prirodnu kosinu dobiveni su, za kriticne ravni klizanja, koeficijenti sigurnosti, po profilima: 1,26 - 2,10, 1,5 i 1,6, dok je nakon nasipanja koeficijent povecan na: 1,55 - 2,56, 1,8 i 1,6, sto predstavlja povecanje za oko 20%. Strujni pritisci nisu uzeti u obzir, jer je terasni materijal velike propusnosti. Radi relativno malih brzina pri deniveIaeiji akumulaeije (130 em/dan) nece doci do ispiranja c.estica, tim prije sto je nozica nasipa ojacana lomljenim kamenom, a pokos iznad kote 145 m.n.m. oblozen kamenom oblogom (sI.37.14.).

U cilju osiguranja vece duzine trupa pruge normalnog kolosijeka od ujezerene vode izvrsen je vec~ obim istr~ni? rad?va i labora~orijskih i~pitival!ja, ~a bazi cega je provjerena stabIlnost naSlpa I proJektovano nJegovo oSlguranJe. Na bazi sondainih 75 bunara, u 28 karakteristicnih poprecnih profila, dobiven je livid u geoloski sastav nasipa i supstrata, a ispitivanj~:n porem.ecenih.i n~poremecenih uzoraka t1a odredene su osnovne fizicko - mehal1lcke osobme naslpa 1 supstrata. Ispitivanjem je ustanovljeno da se nasuto tlo sastoji od ilovace sa drobinom, lomljenog kamena, sljunka, iIi suta, ovisno 0 lokalitetu, dok prirodno tlo izo-raduju diluvijalne ilovace sa drobinom iii blokovima, drobine krecnjaka i dolotcita, sljunkovi, pijesci iii konglomerati, te blokovi krecnjaka i d.olomita.. . Na osnovu dobivenih rezultata ispitivanja izvrsena je provJera stabllnostl nasipa, prema metodi Janbua, za razne visine vode u akumulaciji i u vis~ karakteristicnih presjeka. Ovisno 0 geoloskim uslovima, sastavu nasutog 1 prirodnog tla i visini ujezerene vode projektovani su odrea-eni vidovi zas~ite poko.s~ nasipa. Jedan od primjera proracuna stabilnosti i zastite pokosa dat Je na shc! 37.15. NajveCi koeficijent sigumosti dobiven je za slucaj suhe kosine (F =1,7 - 3,6), a najmanji kada je nasip potopljen (F = 1,6 - 3,1).

161.00

LEGENDA:

m:lQ)

!rille!) ~0

DUBIN A KOEF.SIGURNOSTI F,; VODEOD. DNA NOZICE RAVANI RAVANll H(m)

-0 ~ ® SI.37.14. Karakteristican presjek ojacane i osigurane padine trupa pruge Sarajevo Ploce, sa principom prora(:una stabilnosti, gdje je: klima ravan poslije nasipanja F, == 1,834 (I). F, == 1,63 -1,83 (If). F, == 1,72 -1,81 (11/), sitna i krupna drobina (1), terasni materijali (2), us/ojeni dolomiti (3), raJjed (4), istraina busotina (5), trup normalne pruge sa osiguranjem (6), trup uzalle pruge (7), terasni i kameni materijal iz iskopa (8). Temeljenje

14 12 10

8 6 ,/,=29' 30' =1.35 N/trrf.

e

2.02 1.95 t 95

1·.67 1.63 1.56 1.56

1.56

y= 18.0 kN/m 3

S[.37.15. Princip!jdan prikaz proracuna stabilnosti nasipa i naCina zaslite pok~s~ trupa normalne pruge: klizne ravni (l ill), nasip od lomf:jenog k(l/~e~!Q. zaglllqen (l), drobina kreenjaka i dolomita mjestimicno zaglinjena (2), krec17Jackl blokovl (3), kamena obloga (4). --------------------~~~~---------------------515

Temeljcllje

37. Asanacije nestabilnih kosina XlI Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i primjena ankerisallja

4) Kliziste sirine 150,0 m na povrsinskom rudarskom kopu "Gracanica", kod Gacka, sanirano je rasterecenjem kosine. Da bi se odabralo optimalno rjesenje, analizirano je vise varijanti i odabrana je varijanta B, koja u najpovoljnijem slucaju daje koeficijent sigurnosti veci od 1,26 (sI.37.16.-a). Radi destabilizacije saniranog klizista, usIjed povecanja pritiska vode 1I krecnjackom masivu, predvidenaje izrada drenaznog sistema dubine 5,5 - 6,0 m, u duzilli od 70,0 m. Na jednom profilu predviden je betollski saht i voda se izvodi odvodnom cijevi 0250 mm, okomito na drena.zu, do vodosabirnika, odakle se voda ispumpavala iz kopa (sI.37.16.-b). Za procjenu uzroka i obima klizanja izvedeno je vise istraZnih busotina na kojima su ugradeni piezometri radi osmatranja Ilivoa podzemllih voda i inklinometri, te postavljeno vise repernih tacaka za osmatranje. Na bazi ovih istra.zivanja i osmatranja dobivena je tacna predstava 0 poloZaju slojeva i mehanizmll klizanja. Klizna povrsina lociranaje tacno na kontaktu ugljenog sloja i zelenosive gline sa krecnjackim clanovima. Zelenosive gline sa karbonatnim

Uticaj sanacionih mjera na stabilnost injekcione zavjese, koja se nalazi 49,0 m od ivice kosine, analiziran je pomoeu metode konacnih elemenata sa elastoplasticnim karakteristikama materijala. Utvrdeno je da dolazi do poveeanja . napona usljed ovoga efekta sarno za 2%, sto je neznatan uticaj. 5) Klizanje blage padine u akumulaciji pored nasute brane odlgralo se u domenu glinovito - laporovite serije kvartara i miocena (s1.37.l7.). Zahvacena povrsina klizanja iznosila je 220,0 x 150,0 - 180,0 m, sa dubin?m !diz~e p?~rsine od 10,0 - 15,0 m, u sredisnjem dijelu klizista. Osnovni UZroCl khzanJa blh su u infiltraciji vode u podzemlje, neadekvatnoj odvodnji, pogorsanju na'po~skog stanja izgradnjom gradilisnih puteva, porastu pornih pritisaka i u smanJenJu, odnosno gUbljenju kohezije.

M:i"ERILQ- ---010 30 50

2

clanovima imali su ugao trenja 19°, a koheziju 1,0 kN/ m (Stevie, Cimic i dr., 1985). Proracun je obavljen iterativno pomoeu Jllnbuove metode na racunaru za nepravilne klizne povrsine.

S/.37.17. Situacija brane sa klizistem: brana (1), kontrolna galerija (2), pomocna ~ralla (3), galerija srednjeg ispusta (4), temeljni ispusti (optocni tunel) (5),. sahtm preljev (6), bucnica (7), spoj srednjeg sa lemeljnim ispuslom (8), prlstup11l put za branu (9), sanacioflo tijelo klizista (10), prvafaza (I), drugafaza (ll), magistralm put (II), nivo akumulacije (12), istraine busotine (BK 1_S) (Sarat, Simic i dr., 1985)..

SI.37.16. Prikaz varijanti rasterecenja kosine (A, B i C) sa kliznim ravnima, nagibom slojeva i busotinama (a), Ie popreG'ni presjek drenainog rova, sa sabimim sahtom i uzduinom odvodnom cijevi do sabiranika (b).

U cilju provodenja asanacionih mjera provedeni su istraZni radovi i laboratorijska ispitivanja, kao sto su: (i) geodetska snimanja, (ii) inzenjersko geoiosko kartiranje terena, (iii) busenje pet busotina dubine 11,0 - 15,0 m, odakle Temeljenje

516

Temeljenje

517

37. Asanacije nestabilnih kosina

Xll Osiguranje iskopa, asanacija klizisla i primjena ankerisanja

su uzeti uzord za laboratorijska ispitivanja, (iv) ugradivanje inklinometarskih eijevi u tri busotine i piezometara u dvije busotine, (v) opiti smieanja u velikoj razmjeri 150 x 150 x 80 em (Sarae, Simic i dr., 1985). Asanaeijaje izvedena pomocu balasta materijalom iz kamenoloma u nozici kosine. Zbog veceg prisustva sitnih eestiea izveden je filterski sloj na kontaktu balasta sa padinom, kao i horizontalni sIjuneani tepisi, u eiUu smanjenja mogucih pornih pritisaka kod naglog praznjenja akumulaeije (sI.37.18.). Pored ovoga, izvrseno je detaljno planiranje padine i asanaeija ostecene dionice puta izvodenjem potpornog tijela u nozici puta i odvodenje oborinskih voda. Nakon aktiviranja klizista javilo se vise malih izvora (do 0,3 l/s) i u zoni eeonog oziljka ispod puta. Kliziste se formiralo u periodu jaeih mrazeva, ali su prije toga registrovane vece padavine. Proees klizanja bio je brz, uz pojavu vecih otvorenih ceonih pukotina, poslije cega je uslijedilo smirivanje, sa sekundarnom preraspodjelom masa, sto je trajalo vise mjeseci. CP.,

~.

J<-...--"'"

_._.

f3

·-------lii

.........

M~oERI1~O

ii

-© ...... ~

..

@-@

-

o

-®

,0

:®

IFAZA

____-_-1:10

.. ..... ~=..... . 1 1:<

i... ·11'··.. 40

PRESJEI<

~I

l;o220.0

~

10.0·15.0

l)

@

11-0--./'-@--~---+

®-n. II FAZA

",

6) Kamena drenazna rebra imaju ulogu potporne konstrukcije i sluze kao drel1aZa, kojom se drellira nestabillla kosina. Ona se postavljaju u praveu nestabilne padine pojedinacno i paralelno (sI.37.19.), iii se medusobno povezuju u obliku slova "Y". Sirina rebaraje obicno 1,0 m, ispunjena lomljenim kamenom, oblutkom i sljunkom, sa filterom prema tlu (sI.37.19.). Gornja povrsina se radi od slozenog kamena u cementnom malteru iii se stavi sloj gline i povrsina zatravi. Na rebra djeluje bocni pritisak tla u fazi mirovanja (Ko), jer nema mogucnosti da se krece u tome pravcu. Kada se masa t1a krece u pravcu padine, nastupa trenje izmedu raskvasenog tla i tiltera rebra koje se suprotstavlja ovome kretanju. Sila trenja iznosi; T = 2foPA' gdje je f - koeficijent trenja izmedu tla i filtera, a usvaja mu se vrijednost izmedu 0,2 i 0,3 (Stojadinovic, 1986).

(5) Y

~~

so

i SI.37.18.

Karakteristican poduini presjek sanirane nestabilne padine: jalovina iz kamenoloma (J), #iunkoviti filterski sloj (2), klima ravan (3), os puta (4), rijecno korito (5), sanirano lifelo pula (6), planiran teren (7), sanacija klizWa u noiici (8).

@

®

0.40

-llt~~

L]~~t--3*- --jtltr -lC~~ li___-~1f i

A

--[

j

J

A

___

___ Ie

_

[_

SI.37.19. Kamena drenaina rebra: presjek A - A (a), tiocrt (b), gdje je: kamena kaidrma u cementnom maltem (1 ), filter (2), lom{;eni kamen (3), filter iii drenaina ciji\! (4),

lomljeni kamen u suho (5), ispuna lomljenim kamenom (6), be/on (7), obloien kanal (8). 518---------------------------~T.~e-m-el~ye-.n~ye-----------------------------

SI.37.20. Primjer asanacije nestabilne kosine u laporovito - pjeskovitom jli§u: geolo§ki pre,~jek (a), silUacija sa asanacijom (b), tipicni presjek asanacije (c), (Baldovin. i Fattore, 1974), g{{;e je: kiiZlla ravan (1), prirodna linija tcrella (2), teren posllJe klizanja (3), pro/II poslije iskopa (4), as autoputa (5), bu,folina (6), ankerisano podrucje sa razma/com ankera 3,0 m i duiine 10 - 75 m (7), berma (8), ohloini zid (9), potporni zid (10), granica klizanja (11), reme/jni §ipovi - bunari (12), iskop (13), zatrav!ieni clio (14), bitumenizirana bankina (15), obloini zid (16), injektirana zona (I7), armirallo - betollska obloga (18), prskani heron p~ivremena obloga (/9), saht - ifip (20), vertikalne drenaie (2 I), mrsffi'i heton (22), drenainifilteri na odstojanju 8,0 m, veliCine 50 x 80 em (23), hOrizon/aim filter oko c{;evi (24), allkeri 45,0 - 70,0111 (25), drugafaza punjenog betOl~a (26), prva faza izvot/enja armirano - betonske konstrukcije (27), izla::. drenaze (28), spoj drenainih cijevi (29), drenaine cijevi 020 cm na odstoja/(;U 6,0 m (30). --------------------~~~-------------------519

Temeljenje

38. Allkerisallje II tlu

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizista i primjena ankerisanja

7) Asanacija klizista u stijenskim masivimaje veoma cest slucaj u inzenjerskoj praksL Najcesea je zaStita obloznim iii potpornim zidovima i konstrukcijama sa ankerima (s1.36.6.). Na slici 37.20. prikazana je sanacija i stabilizacija kosine u krecnjacko - pjescarskom flisu sa slojevima skriljca, na autoputu u ltaliji (Baldovin i Fattore, 1974). Klizanje se odigralo po slojevima skriljca, a stabilizacija je obavljena sa vise tehnickih zahvata. U prvoj fazi izvedeno je devet dubokih sahtova (sipova) promjera 13,0 m, na odstojanju cca 24,0 m i u dubini izmedu 30,0 i 35,0 m. Zastita sahtova pri iskopu obavljena je prskanim betonom, debljine 50 - 60 em, ciji je unutamji dio poslije iskopa zapunjen mrsavim betonom. Sahtovi su na vrhu povezani prikladnim armirano - betonskim plocama debljine 3,0 m. Konstrukcija ploce nosi potporni zid, visine 19,50 m, od kote autoputa i na duzini od 230,0 m. lznad ovoga zida na pokosu izveden je oblozni armirano - betonski zid, debljine 2,0 m. Potpomi i obIomi zidovi su dodatno povezani sa stijenskim masivom ankerima (s1.37.20.-b i c), sa silOl!l zatezanja od 1200 kN, razlicitog nagiba od 7° - 25° i sa razlicitom dubinom od 45,0 - 75,0 m. Proracun je proved en sa jedinicnom tezinom stijenskog

38. ANKERISANJE U TLU Veliki privredni i naucnoistraiivacki razvoj u gotovo svim domenima i zemljama svijeta pocetkom ovoga vijeka uslovio je razvitak postupaka poboljsanja mehanickih karakteristika tla u podrucju rudarstva i gradevinarstva. U takve postupke spadaju i ankerisanja raznim tipovima i kod raznih geotehnickih objekata i konstrukcija. U ovome poglavlju dat ee se opee karakteristike ankerisanja, tipovi primjene i osnove proracuna ankera. U prethodnim izlaganjima opisane su ankerisane zagatne stijenke i neke vrste ankera (33.1.6.) kao i njihov poIoiaj i dimenzioniranje zone ankerisanja (33.2.6.6.).

38.1. OPCENITO 0 ANKERISANJU

mas iva od 22 kNI 3; uglom smicanja na kontaktu izmedu skriljca i pjescara

1m'

<{J

=20°

U cilju primjene ankerisanja kao: (i) unaprijed projektovano rjesenje, iIi kao (ii) nepredvidena mjera sanacije osteeenja iIi urusenja objekta u toku iIi poslije gradenja, potrebno je upoznati tipove, klasifikacije, definicije ankera i dostignuti stepen razvoja ove vee sada posebne discipline. Razvoj posebno inzenjerske geologije, mehanike tla i mehanike stijena stvorio je preduslove za sve ozbiljniji napredak ankerisanja i tehnoloskih postupaka poboljsanja tla. Ankerisanje se primjenjuje kod geotehnickih konstrukcija u tIu i stijenskom masivu te se zbog toga cesto nazivaju geotehnicki ankeri, za razliku od zatega u betonskim konstrukcijama. Zbog poznate heterogenosti, anizotropije ispucalosti i prirodne napregnutosti stijenskog masiva njegovo ankerisanje se donekle razlikuje od ankerisanja konstrukcija u tlu, kao i u prednapregnutim konstrukcij ama. lako ankerisanje ima vee dugu tradiciju, ipak nisu razrijeseni mnogi medusobni uticaji ankera - objekta- konstrukcije - tIa, zbog cega ima raznih metoda i vise pretpostavki koji se uzim~u pri proracunu. Osim ovoga nije do sada kod nas usaglasena terminologija, niti postoje standardi, zbog cega predstoji njihovo usaglasavanje. Za sada se primjenjuju inostrani standardi koji su isto tako neusaglaseni.

i kohezijom c =o.

38.1.1. HISTORIlSKl RAZVOJ I DEFINICIlE Princip ankerisanja (sidrenja) u stijensko11l masivu je prilicno star postupak (Coyne,1938), ali je njegova industrijska primjena novijeg datuma, posebno u gradevinarstvu. ~o--------------------~~~--------------------

Temeljenje

Temeijellje

521

38. Allkerisallje u tlu XII Osigurallje iskopa, a.l'allacija klizi.'ita i primjena allkeri.l'allja

Postoje podaci da je jos u prosiom vijeku koristen princip ankerisanja u rudnicima. Tako su u praveu slojeva skriljaca zabijani duzi klinovi od suhe kestenovine, koji su kasnije pod uticajem vlage bubrili i time kompaktiziraJi uslojeni skriljac u pravcu upravno na skriljavost (Markovic, 1977). U evropskim zemljama pocetkom ovoga vijeka ankerisana je krovina u rudnicima, ali u ogranicenoj primjeni. U SAD primjena ovoga postupka pocela je 1930. godine, takoder u rudnicima, ali je masovnija primjena uslijedila tek poslije DrJgo~ svjetskog rata, a kasnije i u evropskim zemfjama. Prilikom probijanja tunela Ispod Mont Blanca ugradeno je vise stotina hiljada ankera ukupne dul.ine oko 1000 km (Markovic, 1977). ~asovnija i sistematska primjena u gradevinarstvu uslijedila je kasnije. ~od nas Je prva primjena ~nkerisanja gradevinarstvu izvrsena za sanaciju desnog mzv.?~nog ~oka ~rane Hld~oelektrane Jablaniea, izmedu J 960. i 1970. godine. ZnacaJan oblm' oVlh radova Izveden je na asanacij i Iijeve obafe nizvodno od brane Grancarevo, prednapregnutim dubokim ankerima (Stojic, 1965). P~sljednjih decenija ankerisanje se masovno izvodi kod podzemnih i povrslllsklh radova u tlu u fazi izgradnje iIi u fazi izvodenja raznih asanacionih rado~~. P?sebno je znacajna faza ankerisanja kod izvodenja tunela, prema Novoj austnJskoJ n:-etodi. ~ve je vise u upotrebi ankerisanje konstrukcija prednap:eg~lUtIm anker.lma u nevezanom tlu. Inaee, upotreba prednapregnutih geotehlllcklh ankera datlra od pr~je 25-30 godina. . Vec dul.e vrijeme se, zbog nerazjasnjenih teoretskih postupaka, analizira ra~p~dJela. napona dul. ankera, posebno sidrisnog, odnosno kotvenog dijela. PnmJena Imeamo-elasticnog modela za stijenski masiv, injekcionu smjesu, te celik an~~r.a ne o~ja.snj~va stvarnu raspodjelu duz ankeme dionice, vec rjesenje treba tr~lt: u pnmjel1l elastoplasticnih, odnosno viskozno-elastoplasticnih modela. P:lm~ena racunara vjerovatno ce dovesti do stvarne raspodjele uzduz ankerne dlOl1Ice, zato su potrebna dugotrajna ispitivanja "in situ "(Jasarevic, 1987). Geotehnicki ankeri, koji su se nekad koristili kao pomocna tehnicka sredstva, ~I. posljednje vrijeme ulaze kao sastavni dio veoma slozenih geotehnickih konstrukclJa. Danas se ipak kao najznac~jni.ii ankeri podrazumijevaju prednapregnuti ankeri sa linijskim ukotvljenjem. Ankerisanje se danas primjenjuje na vise naeina i kod raznovrsnih konstrukcija sa upotrebom razliCitih term ina. U ovoj knjizi koristi se termin ankerisanje, iako je u upotrebi i p~jam sidrenje. . . Za n:-jesto gdje se anker vezuje sa medijumom koristi se termin kotvljenje, a u hte:atun se nalazi i termin sidrenje. Potrebno je voditi racuna 0 sustinskoj razlici Izmedu ova dva pojma. Umjesto an kera, odnosno sidra, 1I upotrebi je i termin zatega.

u

V'

~2--------------------~~--------------------

Temeljenje

Ankerovati (sidriti) tlo, stijenski masiv iii konstrukciju znaCi ugraditi metalne sipke iii snop visokovrijednih fica u busotine, kojima se prenosi opterecenje sa vanjske konstrukcije u dublje nosive zone. Poboljsanje osobina tla ankerisanjem primjenjuje se za radove na povrsini terena, kao sto su: (i) osigurallja prirodnih i vjestaekih kosina; (ii) zastita gradevinskih jama pomoctl ankerisanih dijafragmi priboja, zagata i drugih zastitnih konstrukcija, (iii) ankerisani potporni i zastitni zidovi; (iv) ankerisanja kod temeljenja objekata i konstrukcija; (v) asanacije objekta, nadogradnje betonskih i drugih tipova brana i dr. Kod podzemnih objekata primjena je svestrana kod izrade tunela, skladista, hangara, str~jarnica, metroa, sklonista, tvornica i dr. Kao i tenninoiogija, i definicija ankerisanja je razlicita, ovisno 0 kojem se sklopu ankerisanja radi i sustini prenosenja opterecenja. Za poboIjsanje osobina stijenskog masiva ankerisanjem mogucaje slijedeca definicija: Ankerisanje (sidrenje) jepostupak kojim se poboljsavaju mehanicke karakteristike stijenskog masiva na taj nacin sto se utezanjem stijenskog masiva vjeStacki unose unutarnje sile, ciji se pravac i intenzitet bira tako da mijenjamo po zelji naponskusliku u jed nom dijelu masiva (Markovic 1977). Opstiji oblik definicije ankera i zatege: Anker (zatega) u sastavu geotehnickih konstrukcija predstavija staticki element preko kojeg sc unosi vlacna sita u tio. Kada se vlacna sila prenosi sa vanjske povrsine iIi konstrukcije, na mjesto ukotvljenja na kraju busotine, tada staticki elemenat ima ulogu zatege. U slucaju kad se statickim elementom poboljsavaju mehanicke osobine stijenskog masiva, tada ima ulogu ankera i djeluje slicno kao armatura u betonu (Jasarevic,1987). Slicno kao u armiranom betonu, naponi zatezanja od objekta iii konstrukcije prihvataju se celicnim sipkama iIi snopom visokovrijednih zica (kablova), te se na taj nacin niske vrijednosti zatezanja tla iii ispllcaiog stijenskog masiva zamjenjuju visokim vrijednostima celika na zatezanje.

38.1.2. OSNOVNI ELEMENTl ANKERISANJA I VRSTE ANKERA Da bi se ostvarilo ankeris3nje, potrebno je izvesti vise operacija na terenu, kao sto su npr: (a) izbusiti busotinu potrebnog promjera i dubine i uloziti anker; (b) fonnirati glavu ankera; (c) fonnirati kotvu (sidro) kojim se prenosi dodatno opterecenje na okolno tio, odnosno stijenski masiv; Cd) injektirati kotveni dio busotine iii cijelc busotine kod adhezionih ankera; (e) postaviti ankernu plocu i formirati glavu prednapregnlltog ankera; Temeljl'l1je

523

38. Allkerisa/lje u tlu XII Osigurallje iskopa, asallacija kliziJ/a i prillijellQ allkerismrja

(f)

(0

prednapregnuti anker presom i fiksirati zice ankera i izvrsiti zastitu od korozije injektiranjem. Kod prenapregnutih geotehnickih ankera postoje i meduoperacije, koje je potrebno izvesti na busotini (ispitivanje vodopropusnosti, betoniranje glave ankera, i dr.). Anker se u osnovi sastoji iz tri gIavna dijela (sI.38.1.) ito: kotve (sidrista), slobodne duzine ankera i glave ankera. Dio ankera na dnu busotine, preko kojeg se ostvaruje intimna veza sa okolinom i prenosi sila sa ankera na tio, naziva se kotva iIi sidro, a duzina na kojoj se ostvaruje ova veza naziva se duzina kotvljenja iIi sirlrisna duzina(Lk ). Dio ankera koji se ne vezuje za zidove busotine nazi va se slobodna duzina ankera (Ls). Uloga slobodne duzine, posebno kod prednapregnutih ankera, veoma je znacajna, radi ulaska u stabilne formacije stijenskog masiva, odnosno tla i umanjivanja povratnog refleksa opterecenja iz sidrisne zone na ankerisani objekat, odnosno konstrukciju. Dio aknera kojim se ostvaruje ucvrscenje ankera na mjestu pocetka busotine, odnosno na mjestu veze sa konstrukcijom, nazi va se gIava ankera sa osIonackom plocom iii gredom. Klasifikacija geotehnickih ankera moze se izvrsiti prema vise razlicitih elemenata kao npr. prema: (a) vrsti sredine na : >- ankere u tlu i >- ankere u stijenskom masivu; (b) tipu ankernog dijela na: >- stapna - mehanicka (sL38.1.-b,38.2. i 38.3.-a) i adheziona s1.38.3-b,c i 38.4), >- kablovska iii ankeri od visokovrijednih zica; (c) karakteru sidrista (ukotvljenja) na: >- tackasti (najednom mjestu), >- linij ski, >- povrsinski i >- zapreminski ankeri; (d) karakteru djelovanja na: }> pasivni (s1.38.3-b,c); }> aktivni (prednapregnuti) anker (s1.33.19.); (e) trajnosti i nacin upotrebe: >- privremene, >- trajne ankere, }> ispitne i }> konstrukcijske;

vrsti ankera na: >- BBR, Dywidag, Aliva, Losinger, Daltin i drugi razni tipovi ankera.

@

~~ ~I~ SI.38.1. Geotehnieki ankeri sa tipienim elementima i oznakama: prednapregnuti anker (a), ankeri sa klinom i rascjepom, sa ukotvljenjem na jednom mjestu prije aktiviranja (b) i poslije aktiviranja (c), gdje je: glava ankera sa maticom i padlainam ploCicom (1), oslonac (2), ankerisana konstrukcija (3), busotina (4), zastitna cijev (5), eeliena (iii kabal od visokavrijednih iica) natezna dionica (6), sidrisni ukotvljeni dio - injekciono tijelo (7), kotveni dio (8), duiina kotvene dionice (LJ, duiina slobodne dionice (Ls), rezervni dio busotine (MJJJ, opterecenje (N), pomak glave ankera u smjeru osi ankera (s), navojnica (9), tijelo ankera (10), klin (11), rascjep (12), glava (13), ploea (14).

Koja ce se vrsta ukotvljenja upotrijebiti ovisi 0 vrsti sredine, velicine sile koja se kotvljenjem prenosi, specificnih potreba pri formiranju zone s dopunskim naponskim stanjem, cijeni ukotvljenja, mogucnostima njenog formiranja itd. Siobodna duzina ankera nalazi se izmedu kotve i glave, a duzina kotve i slobodne duzine nazi va se ukupna duzina ankera (L). Glava ankera i oslonacki dio odreduje se prema sili koju prenosi anker iIi koja se prednaprezanjem unosi u anker, te kvaliteta oslonacke konstrukcije, na koju se preko podlozne ploce iii betonske glave prenosi sila iz ankera. Ankera sa kotvom na jednom mjestu ("u jednoj tacki") ima dva osnovna tipa: >- s klinom i rascjepom (s1.38.2.-a,38.3.-a); >- s ekspanzionom cahurom (sI.38.2.-b). Ovi se ankeri koriste u podzemnim objektima, male su duzine (do 5,0 m) i sa malom silom ukotvljenja.

524--------------------~~~----------------­

Temeljelije

Temeljelije

525

38. Allkerisallje II till XII Osigllra/ye iskopa, asallacija kliziJIa i primjclla allkerisallja

©

®

~

P:~::GD ~2m:JJ~'" (g~ '" -----,/0--

p30mm

: :

":t

•

.,

t?~ p'24mm)l:".,9

c

~

.-24mm

H ®

~

• a ~

B §

tf

... ~

Sl.38.2. Razne vrste mehaniekih ankera: varijante sa klinom i razrezom (a) i to sistem Missouri (aj), pojaean na cijeloj duiini proreza (a:), pojaean na dijelu proreza (a3), prosjdena cijev (a,J, fe ankerisanje sa eahurom (b), gcije je: eahura (1), jezgro sa navojem (2), fiksno jezgro (3), fijelo (4), podmetae (5), ploea (6), glava za navija'?ie, vezana za tijelo (7), matica za priteza'?ie (8), (Markovic, 1977).

il-~ .

.'

SI.38.3. Konstruktivna §ema al1kera: ukotvz;en 110 jednom mjestu sa klinom i rascjepom (a), ukotvijen na cijeloj duiini - adhezioni anker (b), ukotvijen na cijeloj duiini perJoanker (c), gdje je: §ipka sa razrezom (1), klin (2), krakovi (3), procjep (4), noseca ploea (5), matica (6), rasklopna glava (7).

Ankere koji se ukotvljuju na nekoj vee oj duzini pomoeu maltera, iii injekcione smjese, nazivamo adhezioni ankeri, a mogu biti: I) ukotvljeni sarno na jednom dijelu busotine i 2) ukotvljeni po cijeloj duzini ankera , pri cemu mogu biti: );> bez prednaprezanja (s\.38.3.-b,c); );> sa prednaprezanjem ankera (5\.33.19.). Ovi tzv. geotehnicki, prednapregnuti ankeri sa kablovskim visokovrijednim zicama imaju siroku primjenu i koriste se na duzinama 5,0-100,0 m i u svim sredinama, gdje je moguee primijeniti ankerisanje. Danas se ipak kao najznacajniji geotehnicki ankeri podrazumijevaju prednapregnuti ankeri sa linijskim prenosom sila u kotvenom dijelu u tlu, a uz to imaju i jasno izrazenu slobodnu dionicu. Prema navedenom, ankeri u sklopu geotehnickih konstrukcija u sustini predstavljaju nosive elemente, preko kojih se vlacne sile, sa ankerne konstrukcije, prenose na tlo, odnosno stijenski masiv u veeim dubinama.

526

Temeljenje

SI.38.4. Tipieni Diwidag sistem ankera od rebrastog eelika, zainjektiran na kotvenom dijelu, a zasticen plasticnim omotaeem i zapunjen injekcionom smjeso/11 na slobodnom dijelu ankera, gdje je: rebrasti eelik (1), injekciona smjesa (2). plasticna za§tila (3), ankerna ploea (4), plastiena kapa (5), ankerni nut (6), matica (7), centrirajuca manielna (8), (Duncan, 1992). Temeljellje

527

38. Allkerisallje u tlu XII Osigurallje iskopa, astll.acija kliziSta i primjena allkerisallja

®

Na slici 38.4. prikazan je adhezioni stapni anker od rebrastog celika zainjektiran i prednapregnut preko ankemog nuta i matice.

@)

@

p=o

38.2. NACIN DJELOVANJA I PRENOS SILE PREDNAPREGNUTOG GEOTEHNICKOG ANKERA

38.2.1. NACIN DJELOVANJA PREDNAPREGNUTOG GEOTEHNICKOG ANKERA Razlozi prednaprezanja geotehnickog ankera se u osnovi razlikuju od razloga zbog kojih se vrsi prednaprezanje betona. Prednaprezanjem betonskih elemenata visokovrijednim zicama unosi se t1acna cvrstoea koja se u fazi eksploatacije konstrukcije koristi pojavom sila zatezanja, cime se sprecava pojava vlacnih pukotina. Kod geotehnickih ankera prednaprezanje se obavlja sa namjenom da se: );> anker po potrebi trenutno aktivira u procesu samonapinjanja zbog stanja deformacija u sistemu objekt - anker - tlo; );> sprijece eventualni nezeljeni pomaci ankerisanog objekta; );> izvede kontrola uspjesnosti izvodenja ankera; );> poveea integritet ispucalih stijenskih masiva itd. Nacin djelovanja prednapregnutih geotehnickih ankera najjednostavnije se moze objasniti na primjeru ankerisanog bloka, na koji djeluje neka vertikalna potezna sila (P) promjenjivog intenziteta (sI.38.5.). Sa prednaprezanjem se ostvaruje elastieno produzenje ankera (se), koje je redovito znatno veee od slijeganja tla ispod betonskog bloka (Sb). Ako bi iz nekih reoloskih osobina tla ove dvije vrijednosti bile iste, onda bi sila prednaprezanja bilajednaka nuli. lz ovoga slijedi da odnos produzenja ankera i slijeganje tla (Se/Sb) treba biti sto veCi. S obzirom na to da je kod sile prednaprezanja (Np) slijeganje tla ispod betonskog bloka ovisno 0 vrsti tla, na velieinu Sb tesko se moze utjecati, vee se sam~ moze utjecati na vrijednost Se (Muhovec, 1987; Ministarstvo Republike Slovel1lJe, 1996). Prema Hookeovu (Hukovu) zakonu dobije se izduzenje ankera iz poznatog izraza:

N p ·Ls E·F

(38.1.)

528----------------------~~-------------------­

Temeljellje

N=Np

N= P > Np

p

P=!P -F; SI.38.5. Sematski prikaz djelovanja prednapregnutog geotehnickog ankera: anker pred prednaprezanjem (a), prednaprezanje ankera aktivira normalna kontaktna naprezanja ispod betonskog bloka, sa N =Np (b), na blok djeluje vanjska podizna sUa PNp (e), gdje je: betonski blok, cija tetina nije uzeta U obzir (1), kuke za prihvatanje (2), celicno uie za potezanje (3).

Ovo znaei da vrijednost Se pri odredenoj sili prednaprezanja ce biti veca sto je veca slobodna duzina (Ls), manja povrSina presjeka (F) i manji modul elastienosti (E). Buduei da je za sve vrste celika uglavnom modul E konstantan, ost~e da se poveeanje moze ostvariti sarno povecanjem duzine (Ls) i smanjenjem presjeka (F). Radi ovoga je dobro birati visokovrijedne eel ike sa vlaenom cvrstocom i do 2,0 kN/mm 2 , pa se poprecni presjek moze smarijiti 3-5 puta u odnosu na standardni celik. Iz ovoga proizlazi i to da je potrebno birati sto veeu duzinu slobodne dionice (Ls), pogotovo u stijenskim masivima. U praksi treba birati veeu slobodnu dionicu od ukotvljenog dijela ankera. Na slici 38.5.-b prikazano je aktiviranje kontaktnih normalnih napona (pp) ispod betonskog bloka zbog djelovanja sile Np, koja je proizvedena prednaprezanjem u ankeru (PP=Np/Fb), na povrsini kontakta sa tlom (Fb). Pri djelovanju vanjske sile (P) intenziteta P
529

38. Allkerisallje u tlu XIl Osigurallje iskopa, asallacija klizista i primjena ankerisanja

biok - tIo biti neznatni, ali dovoljni da se uspostavi nova ravnoteZa, padom kontaktnih napona, tj.:

doinjektiranja na trenje po omotacu (b), za slucaj doinjektiranja (I) i bez doinjektiranja (2).

p p=pp--,

(38.2.)

Fb

38.2.2. PRENOS ANKERNE SILE U TEMEUNO TLO

Medutim, ako se sila (P) i dalje povecava do vrijednosti P=Np (s1. 38,5,-d), minimalni pomaci sistema uspostavljaju ponovno ravnotezu, pri cemu su kontaktni naponi svedeni na nulu (p=O), tj. oni su "potroseni" i sila u ankeru prakticki ostaje nepromijenjena. S povecanjem sile na vrijednost P>Np (sl.38,5,-e) ravnoteia sistema uspostavlja se jedino povecanjem sile u ankeru, ali to je praceno povecanjem pomaka (LlS e) , tako da se izmedu betonskog bloka i tla stvara zijev, velicine a. Na slici 38.6. prikazana je ovisnost sile i pomaka za prednapregnuti i nenapregnuti anker, iz cega se moze uociti slijedece: (a) u trenutku P=Np u prednapregnutom ankeru nema pomaka, ,a u nenapregnutom ankeru je znatan, (b) kadaje p>l,5Np, pomacijedne i druge vrste ankera se skoro izjednacavaju. Buduci da je anker element u cjelokupnoj geotehnickoj konstrukciji, trebalo bi silu u ankeru odrediti iz cjelovite staticke analize cijelog sistema, u koji bi se ukljuciJi: ankerisana konstrukcija, glava ankera, anker i stijenski masiv, odnosno tlo. Zbog slozenosti ovakvog modela koriste se razna pojednostavljenja, sto dovodi do velike disperzije rezultata.

@

®

0

'"~I ~I i

I

0

\.. OONOS PIN

I

I

1\

"-,,-

I

r--!-

/1

0

/

I

\

l

[7

\

! """2' i'-vf' i

II I

KD- hi

15

to

05

00

.-

.,?: .......

1\11

~

r-'

f-®

SILA P(kN)

200

400

600

800

1000

Sl.38.6. Ovisnost sile 0 pomacima trenju: ovisnost sUe i pomjeranja za slucaj prednapregnutog (1) i nenapregnutog (2) stapnog ankera (a), utjecaj 530

Temeljenje

Nosivost ankera u najvecoj mjeri ovisi 0 kvalitetu prenosa sile prednaprezanja na tlo, odnosno stijenski masiv. Ovo je jedan od najvecih problema (pored zastite ankera), koji se pojavljuje u ovoj vrsti konstruktivnih elemenata. Nosivost temeljnog tia, gdje vezujemo - ukotvljujemo geotehnicki anker, moze biti koherentno iIi nekoherentno tlo iIi stijenski masiv razlicite ostecenosti. Ankerisanje u tlu prvenstveno ovisi 0 osobinama tla u podrucju kotvljenja (vezivanja), kao i tehnologije izvodenja kotvenog (veznog) dijeJa ankera. Povecanjem pomaka kotvenog dijela ankera opada trenje po plastu. Na nosivost ankera utjece i promjer busotine i to tako da povecanjem promjera busotine povecavamo i trenje. Pored ovoga, na nosivost ankera utjece takoder i pravilnost izvedene busotine po cijeloj njenoj duiini. Jedan od najboljih pokazatelja dobre nosivosti ankera dobije se mjerenjem povisenog pritiska pri injektiranju, posebno u kohezionom tlu, gdje je injektiranje obicno jednostavnije nego u nekohezionom tiu. U tlu sa slabim fizicko-mehanickim osobinama dobro je koristiti doinjektiranje kotvene dionice. Pri prvom injektiranju obicno se zapune supljine i manje kaveme, sto omogucuje prenos srazmjemo niskih sila. Naknadnim injektiranjem pod visokim pritiscima povecava se radijalni napon na kontaktu (s1.38.6.-b). Ovim injekciona masa - tIo, kao i trenje po omotacu ankera postupkom ostvaruje se bolji spqj ankera sa okolinom. Visekratnim doinjektiranjem ovaj se efekat jos vise poboljsava. Ankerisanje u stijenskom masivu daje bolje rezultate nego u tlu zbog povoljnijih geotehnickih osobina vezivne sredine. Velike sile ankerisanog sistema konstrukcije prenose se preko cementom irtjektiranog veznog dijeJa stijenskog masiva. Ispitivanje ovakvih ankera ukazuje da se u veznom dijelu ankera moze 2 ostvariti adhezija velicine i do 5000 kN/m • Spoj sa stijenskim masivom je prakticki nepomican, sto omogucava prenos velikih ankemih sila.

38.2.3. ZASTITA GEOTEHNICKlH ANKERA Trajni ankeri moraju biti dugovjecni, koliko i sam gradevinski elemenat. Pod tim podrazumijevamo: ~ zivotni dob ankera; Temeljel1je .

531

38. Alike risallje

XII Osiguraltje iskopa, asallacija kliziJIa i primjella allkeri.mltja

stanje ankera mora biti u svakom trenutku lahko provjerljivo; za svaki defekt ankera mora se pravovremeno saznati. Visokovrijedne zice koje se koriste za ankerisanje konstrukcija ugrozene su od elektrolitskog procesa, sto se pojavi na povrsini, a anker igra ulogu anode ili katode. Kod ankera se ova pojava moze sprijeciti zastitom, kako bi se izbjegao dodir ankera sa vodom. los uvijek ovo je u praksi tesko izvodljivo iako je u svijetu ucinjen veliki napredak. Armatura koja se koristi za ankere podvrgnuta je razlicitim vrstama korozije, kao npr: (i) povrSinska korozija, koja se razvija na nezasticenim kablovima pri dostupnosti vlatnog zraka; (ii) tackasta korozija, kao rezultat potencijala na povrsini kablova; (iii) naponska korozija je fen omen visokovrijednih napetih zica (kablova), (iv) vodikova krhkost je predmet anodne korozije. Ova posljednja se do sad a zanemarivala, ali je znacajna kako lokalno, tako i gledajuci cijeli sistem objekta i ankera. Armatura u objektu se nalazi u pasivnom, a anker u aktivnom stanju. Potencijalna razlika izmedu aktivnog pasivnog dijela dovodi u sistemu do elektricnog toka koji izaziva otapanje koroziju. Danas se za ankere obicno koristi dvojna antikorozna zastita ito: ~ ulaganje prednapregnutih ankera u cementni malter, odnosno injekcionu cementnu smjesu, bez dodataka, koji bi mogli pospjesiti koroziju i ~ zastita pomocu polietilenske zastitne cijevi. Antikoroziona katodna zastita se obicno ne koristi kod ankera. Njena primjena poznata je kod ukopanih vodovodnih cijevi i rezervoara. NajvaZnija cementna zaStita mora biti dovoljno debela i vodonepropustljiva. Ne treba koristiti visokovrijedne cvrstoce betona zbog nedovoljne elasticnosti. Iz ovoga slijede osnovna nacela antikorozione zastite kablova ito: ~ sprijeciti pristup agresivnog medija kao sto je voda; ~ sprijeciti elektricni kontakt sa objektom; ~ obezbijediti mogucnost kontrole ankera, sto uvijek nije lahko izvodljivo.

U

flu

karakteristicne primjene geotehnickih ankera na zastiti, podgradivanju i osiguranju dijelom podzemnih i povrsinskih radova.

);>

~

U dosadasnjim izlaganjima izneseno je vise primjera ankerisanja zagatnih i potpomih zidova (sL33.1.-b; 33.2.-a,d; 33.16; 36.6; 36.30,) a u tackama 33.1.6. i 33.2.6.6. opisano je ankerisanje zagatnih zidova.

38.3.1. ANKERISANJE U PODZEMNIM OBJEKTIMA Ankerisanje u podzemnim objektima primjenjuje se uglavnom radi: (i) izvrScnja zaStite neoblozene podzemne prostorije i zbog ispadanja komada stijenskog mas iva, iii opcenito zbog sprecavanja urusenja dijelova nestabil.nog tla pri iskopu, (ii) podgradivanja iskopa umjesto klasicne ~?dgrade, cl1~e .~.e obezbjeduje izvodenje podzemnih radova do stavljanja defimttvne obloge I (III) stalne zastite unutrasnjih podzemnih radova.

®

@

I

Lst

38.3. KARAKTERISTICNE PRIMJENE GEOTEHNICKIH ANKERA lako je ankerisanje relativno mlada tehnicka discipIina, ono je naslo siroku prim"ienu kod ankerisanja u podzemnim i povrsinskim radovima. Rasirenost ankerisanja zahtijeva posebno, iii u sklopu pojedinih disciplina, izucavanje, kao sto su tuneli i drugi veci podzemni objekti, saobracajnice, osiguranje iskopa i kosina itd., u stijenskim masivima iIi tlu. OVdje ce biti prezentirane sarno 532 Temeljeltje

Sl.3S.7. Sematski prikaz raznih naCina ankerisanja malih podzemnih otvora: pravokutni presjek na nosaCima i ankerima izvan zone rastresanja (a), zasvedeni oblik olvora sa zonom rastresanja j ankerima (b), ankerisani otvor u uslojenom stijenskom masivu (c), zastita ankerima, mrezom i prskanim betonom u ka/oli (d), gdje je: ----------------------------~~~e-m~elj~·e-lij~e-------------------------533

38. Ankerisallje u rlu XIIOsigurallje i.l'kopa, asallacija kliziJila i primjella allkerisallja

zona rastresallja (1), ZOlla djelovanja allkera (2), armiralli spricani (mlazni) betoll (3).

1) U cilju zastite iskopa od ispadauja najcesce se za ankerisanje primjenjuju kratki kruti (stapni) ankeri sa klinom iii ekspanzionom cahurom, perfoankeri, kao i drugi adhezioni ankeri sa kotvljenjem na cijeloj duzini. Ovi ankeri za ovu namjenu obicno se ne prednaprefu, vee sarno pritefu radi stvaranja sto intimnije veze sa stijenskim masivom, odnosno dom. Sila pritezanja treba da je veea od tezine dijelova tla iIi blokova, koja se osiguravaju od ispadanja, odnosno urusenja. Glavni parametri ankerisane podgrade su: gustoea - raspored ankera, njihova duzina i sila pritezanja. Ovi elementi usklaauju se sa stvamim terenskim i inzenjersko-geoloskim uslovima. Po pravill4 duzina se odreauje tako da se kotveni dio ankera nalazi dovoljno izvan rastresite zone, odnosno kod adhezionih ankera do dubine na kojoj se sila moze preuzeti adhezijom. Prvobitno i cesto primjenjivano osiguranje od ispadanja iii urusenja bilo je ankerima sa kotvijenjem izvan rastresite zone (sL38.7.-a,b). Kod uslojenog stijenskog mas iva slom obicno nastupa stepenasto i u obliku trougla iIi trapeza. Kotveni dio ankera mora da se postavi u stabilnoj zoni imad otvora, pri cemu jedan dio slojeva je samonosiv (s1.38.7.-c). Pored ankera, danas se koristi i celicna mreia, preko koje se obicno nanese jedan iii vise slojeva prskanog (mlaznog) betona na dijelu kalote iii po cijelom obimu otvora. Na ovaj nacin se sprecava ispadanje sitnijih komada, te je ovaj vid zastite i privremena podgrada iIi stalna zastita (sI.38.-<1). 2)

Ankerisanje u cilju podgraOivanja vrsi se kao privremena mjera u toku iskopa, iIi kao stalna konstrukcija u ekspioataciji, ako se ne zahtijeva posebna tehnicka zavrsna obrada. Podgrada od ankera je ekonomski opravdana za osiguranje podzemnih malih, srednjih i velikih profila, u raznim vrstama tla. Ona pripada podgradama bez potpora i u uporedbi sa klasicnim sistemom podgradivanja ima veliku prednost, kao npr. u: (i) poveeanju slobodnog prostora i koristenju visokomehanizovane opreme za izradu podzerrmog objekta, (ii) smanjenju radne snage i materijala, te manjih troskova i vremena za dopremu i ugradnju, (iii) brzem i sigurnijem napredovanju radova i smanjenju poprecnog presjeka do 25% u usporedbi sa klasicnim podgradivanjem i (v) smanjenju troskova graaenja i vecoj otpomosti na minerske radove.

Primjena ankera kao privremene podgrade obicno pOClllJe njihovim zabijanjem odmah poslije izbijanja punog iIi djelimicnog profila tune/a, iii 534

Temeljenje

podzemnog objelaa pO fazama razrade. Poslije se preko glava ankera fiksira metalna mreZa, preko koje se nanosi prskani beton u jednom iIi vise slojeva, debljine 8-15 cm. Kod teskih terenskih uslova koriste se jos i metalni prstenovi, koji poslije ostanu u betonu stalne obloge. Prskani beton se razvio usavrsavanjem postupka torkret, tako da se danas za prskani beton koristi agregat sa krupnocom zrna do 30 mm, sto nije bio slucaj kod torkreta. Ovakva kombinacija se danas najceSee primjenjuje kod savremenog gradenja tunela i drugih podzemnih objekata, jer najbolje zadovoljavaju uslove privremene podgrade da: );> zatvori svjeze izlozeno tlo i sprijeci poveeanje deformacija; );> obezbijedi veliku nosivost i zastitu, kao i siguran podzemni rad; );> bude dovoljno elasticna, kako bi se prilagodila stanju okruzenja podzemne graaevine.

® -,-

.<:1

T

~\

I -L

Sl.38.8. Plall ankerisallja: podzemnog hangara u kaloti (a) i strojarnice (b), gdje je: stapni allker L=3,0 m (1), predllapregnuti ankeri: L=11,0 m (2), £=22,0 m (3), L=20,0 m (4), L=14,0 m (5), L=16,0 m (6), L=15,0 m (7), L=13,O m (8), peifoankeri L=4,0 m (9), (Markovic, 1977.).

Kod izvodenja velikih podzemnih prostorija savremenom mehanizacijom ankerisanje je danas jedini tehnicki ispravan postupak podgradivanja. Zbog preuzimanja velikih sila u kaloti i bokovima koriste se dugi i kratki prednapregnuti ankeri razlicitih duzina (sI.38.8.). Vjesanje ankera u neposrednoj krovini vr5i se izvan granice rastresanja (s\.38.8.-a). Pri ovome ankeri moraju da preuzmu tezinu rastresene zone ili sistem stijenskih bJokova u krovini. Kod savremene izgradnje podzemnih objekata, kao sto su: saobracajni i hidrotehnicki tuneli, sahtovi, podzemne strojarnice, trafopostrojenja, skladista, garaze, vojni objekti itd., kada fizicko - mehanicke osobine tla 11isu dovoljne da se Tellwljel1je

535

38. Aflkerisallje u tlu XII Osigurallje iskopa, asallacija kliziSta i primjella allkerisallja

odr.ze u ravnotezi nakon iskopa, vrlo cesto se koriste navedeni postupci za poboljsanje njihovih osobina i podgradivanje iskopnog profila.

38.3.2. ANKERISANJE NA POVRSINI TERENA Ankerisanje, kao tehnicki po stupak kojim se svrsishodno utjece na postojeee stanje napona i deformacija u jednoj ogranicenoj zoni, koja je u interakciji sa objektom, ima danas siroku primjenu i na povrsinskim radovima u gradevinarstvu i rudarstvu. Celicnim sipkama (stapovima) iIi sklopom visokovrijednih zica (kablova) preuzimaju se naponi zatezanja, koje ne moZe da preuzme tIo. Kod prednapregnutih ankera u zoni kontakta sa objektom stvaraju se dopunski naponsko - deformacioni uticaji, kojima se poveeavaju gIavni naponi pritiska. Ovim se postize bolje iskoristenje cvrstoee na pritisak tla iii stijenskog masiva. Iz ovoga proizlazi vee navedena podjela na: (i) ankere za povezivanje konstrukcije sa sredinom, koji se nekada nazivaju "pasivni ankeri", jer primaju optereeenje tek nakon nastaj anj a , dodatnih napora i deformacija i (ii) ankeri za prednaprezanje, koji u interakciji sa objektom vee pri ugradnji izazivaju nova naponsko - deformaciona stanja. U osnovi se ankerisanje na povrsini moZe podijeliti na: ~ direktno ankerisanje u tIu (iii raspucalom stijenskom masivu), cime se poboljsavaju njihove osobine i vrsi ojacanje, bez posebne konstrukcije i ~ ankerisanje u tlu (iIi raspucalom stijenskom masivu) putem intimnog povezivanja konstrukcije sa podlogom i okolnom sredinom. " Na slikama od 38.9. do 38.16. prikazano je nekoliko primjera direktnog i mdtrektnog, preko posebnih konstrukcija, ankerisanja u tlu i ispucalom stijenskom masivu na povrsini terena, sa horizontalnim, kosim iIi vertikalnim ankerima.

®

@

kombinaciji kraeim ankerima i zastitnim zicanim mrezama. Ovaj posljednji vid zastite primjenjuje se kod izvodenja saobraeajnica iii povrsinskih kopova u cilju povrsinske zastite od odrona kamena. Ankeri su najcesee obicne celicne sipke od betonskog celika <1>16 do <1>24 mm, koji se ugraduju u busotine, do dubine izvan raspadnute zone i zalijevaju cementnim malterom. Na vrhu ankera izvedene su kuke, na koje se ovjese zicane mreze. Najcesee se danas na ankerisanu povrsinu nanese jedan iii vise slojeva prskanog betona preko celicne mreze, iIi bez nje, radi sprecavanja uticaja atmosferilija na raspadanje povrSine stijenskog masiva. Ako postoji uticaj i vode, ostavljaju se prorezi za dreniranje iz oklnog tla. Indirektno ankerisnje kosina obavlja se preko annirano-betonskih blokova, obloznog zida (sI.38.10.-b,d) iii potpomog zida (s1.38.1O.-c), armirano-betonskih stupova po kosini iIi cijelog annirano-betonskog rostilja (s1.38.11.). Stabilnost kosina obezbjeduje se, takoder, sistemom prednapregnutih ankera velike nosivosti preko potpome konstrukcije (s1.38.1O.-d). Na Brani Grancarevo na rijeci Trebisnjici osigurana je lijeva pad ina brane od razIomljenog jurskog krecnjaka, sa 90 prednapregnutih celicnih zatega nosivosti po 2000 kN, dubine do 50,0 m (Stojie, 1965).

®

«-,J Po SQ

')

ankerom

SI.38.9. Direktno ankerisarlje prirodne (a) i vjeslacke stjenovite (b) kosine sa dijagramom sUa sa ankerom ili bez njega (c), gdje je: potencijalna klima ravan (B-D), sila u ankeru (Pa), anker (A).

Zastita od odronjavanja dijelova prirodnih iIi vjestackih kosina, iIi veeih biokova stijenskog masiva od ispadanja, provodi se samim ankerima (s1.38.9.), iIi u 536 Teme/jellje

SI.38.10. Ankerisanje nestabilnih prirodnih i v;esiackih kosina prednapregnutim ankerima: stijenski pokos iznad ulazne graaevine sa povrsinskom zastitom prskanim betonom (a), (fucovic,1987); indirektno ankerisarlje vjestacke kosine preko obloinog zida (b), potporni zid ankerisan u masiv (c), ankerisanje nestabilne kosine preko ob/oine konstrukcije (d), gcije je: grupa prednapregnutih ankera (1), kontinualne pukotine u stijenskom masivu (2) prirodnu kosina (3), Spricani beton (4), ulazna graaevina (5). Temeljellje

537

38. Allkerisonje u tLu Xli Osigurallje i.,/wpa, a,wllocijO klizi.'ita i primjell(l ollkl!ri.wllja

A-A

B <1

MJ.

U

B-B

m

i "

i

,-----~

~---------l

prskani beton sa kraeim obicnim ankerima. U ovu grupu primjene ankera spada i obezbjeoenje otvorenih graoevinskih jama bez razupiranja, pomoeu tzv. aluvijalnih ankera. Ovaj nacin posebno je pogodan u gusto naseljenim gradovima, gdje se iskop vrsi vertikalno, cak i do velikih dubil1a. U ovome slucaju ankerisanje se vrsi preko armirano-betonskih dijafragmi, kako je to vee objasnjeno kod ankerisanih zagatnih zidova (s1.38.12.).

L ___ _

=

= =

0

= =

@

ll!

:;

Ii.

D

.. m

0

".m

D

!i[ it]

0

I I I I

55'

\ KOTA ISKOPA

S/.38.11. Osiguranje pokosa usjeka u razlomljenom stijenskom masivu pomocu armiranobetonskih greda, [lrskanog armiranog belona i montainih armirano-betonskih elemenata izmedu nosaca (rostiljska konstrukeija), gdje detalj (1) sadrii: armirano-betonsku gredu 30137 em, armirani prskani befon debljine 18 em i s(juncani zasip u drenainim plasticnim polueijevima (/)20 em, a detalj (2) predstav(ja montaini armirallo-betonski element (korito) (Ja.~arevic, 1987.).

Primjena injekcionih ankera od rebrastog celika je veoma cesta kod ankerisanja raspuealih stijenskih masiva. Na slici 38.11. prikazano je osiguranje kosine dubokog usjeka u vrlo razlomljenoj dolomitno - krecnjackoj sredini, pomoeu rostiljne armirano - betonske konstrukcije. Ankeri <1>32 mm, kotvene duzine 3,0 m i ukupne duzine 4,0-10,0 m racunati su sa prosjecnim optereeenjem od 152 kN. Smicuei napon na kotvenoj dioniei izmedu injekeione smjese i stijenskog masiva iznosio je 663 kN/m2 (Jasarevic, 1987). Izmedu armirnobetonskih greda (dim. 30 I 37 em) izveden je annirani prskani beton (deb.I8 em), ispod kojegje ugraden filterski sloj debljine 10 em. Umjesto armiranog prskanog betona izvedenog na lieu mjesta koriste se montazne armirano-betonske talpe, izmedu armirano-betonskih nosaca izvedenih na lieu mjesta. U ovome slucaju nosaci posjeduju utore, u koje se uvlace montazne talpe. Konstrukeije preko kojih se indirektno prenose sile sa ankera na tlo mogu, prema vee navedenom, biti od armiranog betona u obliku: po,iedinacnog osionca, kontinualne ploce, linijskih nosaca, kao i armirano-betonskog rostilja, u cijim cvorovima se postavljaju prednapregnuti ankeri. Unutar rostilja izvodi se armirani 538

Temeljenje

SI.38.12.

Osiguranje gradevinske jame kosim (a) i horizontalnmi (b) ankerima, preko armirano-betonske dijafragme: kod izgradnje gradske saobracajniee (aj, kod iskopa za gradevinsku jamu (bJ, gdJe je: zona [lod djelovanjem ankera (I), kriticna klizna ravan, prtie primjene ankera (2).

@

\,

~

A

1 / \

1

I I

", I-t'-(J)

...

Sl.38.13. Ankerisanje stupova dalekovoda vertikalnim ankerima (a)

i vertikalne krivine ejevovoda kosim ankerima (b), gdjeje: zona ankerisanja (I), sila cupanja (2).

------------------------------~~~e'-I1-elj~e-'y~·e----------------------------539

38. AllkerisQJlje u tLu XII Osigurallje iskopa, asallacija klizista i primjella QJikerismlja

Vertikalni ankeri se cesto koriste kod obezbjedenja stupova dalekovoda (s1.38.13.-a), kao i kosi kod ankerisanja ankemih biokova kod promjene pravca cjevovoda (sL38.13.-b). Pored opisanih karakteristicnih primjera, ankerisanje na povrsini koristi se za razne druge svrhe, kao sto su: obalni stupovi visecih iIi drugih tipova mosta (s1.38.14.-a), osIonci lucnih objekata kao sto su hangari, mostovi i sl. (s1.38.14.-b), zicare iii kranovi gdje se velike koncentrisane horizontalne sile preuzimaju horizontalnim iIi kosim ankerima (s1.38.14.-c)

®

SI.3815. Obezbjetlenje na isp/ivavanje (uzgonJ ankerima: brodska prevodnica (a) (Tucovic, 1987), slapiste hidroelektrane (b), (Laietic i dr., 1986), gdje je: ankerne sipke 21/136 mm (1), cijev I/1W' (2), injekciona smjesa (3), zavrsni iskop (4), faze betoniranja 1 i II. 199.25

SI.38.14. RazliCita primjena ankerisanja: obalni stup viseceg mosta (a), oslonci hale (b), horizontalno ankerisanje visece iieare iii krana (c).

Stabilnost na isplivavanje - na djelovanje sile uzgona cesto se kod hidrotehnickih konstrukcija osigurava pomocu ankera (sU8.IS.). Ovo se jav\ja kod brodskih prevodnica (sI.38.15.-a), suhih dokova, umirujucih bazena, slapista (sI.38.15.-b), brzotoka itd. Prije su projektanti sile uzgona saviadavali tezinom objekta, dok se to danas najceSce rjesava prednapregnutim kabIovskim iIi stapnim ankerima. Na slapistu Brane "Haditha" u Iraku, koristeni su stapni rebrasti ankeri, koji su zainjektirani do prve faze betoniranja sklapista i povezani za glavnu armatw-u siapista (s1.38.15.-b). Brane, potporni zidovi, stupovi, tornjevi, oporci Ilicnih i visecih mostova, kule i drugi objekti, koji su iziozeni velikim horizontainim iii zatezllcim silama, morali su se do pojave ankera osianjati na vrio siroke temeIje. Danas se sa velikim uspjehom primjenjllju ankeri za obezbjedenje stabilnosti ovakvih konstrukcija, bilo da se radi u fazi izgradnje iIi u fazi nadogradnje, odnosno nadvisenja objekta.

SI.38.16. Nadogradnja gravitacione Brane Zardezas (Aliir), gdje je: ankeri (1), drenaie (2), kreenjak (3), konglomerat (4), oligocenski fIi3- (5), pjdear i glinac (6), Jurskl kreenjak (7), (Benseghir, Jasarevic 1987).

540

Temeljenje

------------------------------~Te-,n-e~lje~ll~ye---------------------------541

38. Allkerisallje II tIu Xll Osigurallje iskopa, asallacija klizisla i pril1gena aflkerisallja

Posljednjih decenija ukazala se potreba za nadvisenjem brana zbog povecanja volumena akumulacije, zasto se iskljucivo koriste duboki prednapregnuti ankeri (sI.38.16.). Pojacanje gravitacionih brrula pomoeu prednapregnutih ankera zapocelo je 1935. godine, od kada je postaio gotovo jedino sredstvo za ove namjene i dostiglo znacajne sile prednaprezanja, cak do 13 000 kN. Na slici 38.16 prikazan je praktican primjer izvodenja nadvisenja gravitacione brane, cija je stabilnost obezbjedena ankerima i drenafama (Benseghir, Jasarevie, 1987.).

);>

kotvene duzine ankera (l k

);>

slobodne duzine ankera (I, );

);>

sile prednapreza.nja (V); ostalih parametara ankera.

);>

);

Dva prva pojma obrazlozena su u uvodnom dijelu temeljenja. Kotveni dio ankera mora biti sposoban da prenese silu zatezanja u tlo sve do faze rusenja. U slucaju da nisu izvedena probna ispitivanja ankera moze posluziti ocjena nosivosti (Vu) i duzine ankerisanja (l k ), data u tabeli 38.1. Nosivost i duiina ankerisanja U flu (a) i stijenskom mosivu (b) Tabela 38.1. .

NOSIVOSt (Vu) VRSTATLAI STIJENSKOG GUSTO RAHLO(kN) "MASIVA . (kN) .' . . ....

38.4. PRORACUN ANKERISANJA

. 38.4.1. OPCENITO 0 PRORACUNU SILA U ANKERIMA

.....

Kod ankerisanja treba poznavati ne sarno elemente ankerisanja i njegovog statickog i dinamickog djelovanja, vee i fizicko-mehanicko ponasanje tla iii stijenskog mas iva i njihove geotehnicke osobine. Poracun se obicno provodi u dvije faze ito: 1. Odredivanje stepena i obima nestabilnosti zone, koju treba ojacati ankerisanjem i iznalafenje velicine i pravca sila, koje treba preuzeti ankerisanjern. 2. Odredivanje elernenata ankerisanja, kao sto su dimenzije ankera, njihov broj i raspored, kojima se obezbjeduje preuzimanje proracunate sile iz prve faze proracuna. Kod ovoga treba iskoristiti napone u oslonackoj glavi ankera, tijelu ankera i kotvenoj duzini, preko koje se sila prenosi na okolno tlo, odnosno masiv. Djelovanje vertikalnih i horizontalnih sila aproksimira se istiskivanjem zone tia u obliku kupe, koja se formira u zoni kotvene duzine. Tezina te kupe kod vertikalnih ankera daje najveeu mogueu siiu koja se moze prenijeti u okolnu sredinu. Pri ovome uzima se uslov da kotvena duzina i njen oblik budu prilagodeni potrebi da se ostvari najveca sila adhezije. Prema mnogim standardima (Svicarsko udruzenje, 1977; Ministarstvo za prornet in zveze Slovenija, 1996), dimenzioniranje ankera svodi se na odredivanje: );>

dokaza unutamje i vanjske nosive sigumosti ankera (S

V

= _ u ),

koja

VG

);>

542

predstavlja odnos izmedu nosivosti ankera (V u) i racunske upotrebne korisne sile (V G=Fc'(JG); dokaz upotrebne sposobnosti; Temeijellje

"

.....

(aJI'L{)

'.- ."-

• . . . y ~zanapjescanaila

N evezan~pj~sganatja .......

•

...

do 600

do 1 000

4,0-7,0

do 400

do 600

4,0-7,0

..

(b) STIJENSKlMAsIV .....

.'

Granit, gnajs, bazalt,tvrdi .'krecnjaci itVrdidol omiti Mehki ki:ecnjaciidolomiti, fe i:" tvrdi pjescari

DUZINA KQTVLJENJA -. {k(m)

ispucao (kN)

malo ispucao (kN)

do 2 000

do 4 000

do 1 200

do 2 000

I 4,0-7,0

4,0-7,0

.1

Stupanj nepouzdanosti sIuzi za klasifikaciju ankera, tj. potrebni koeficijent sigumosti u ovisnosti od mogueih posljedica pri rusenju ankera (tabela 38.2.). Sigumost ankerisanog objekta protiv klizanja (F) za potpome zidove u tlu. u ovisnosti od trajanja upotrebe i stepena nesigumosti, dati su, prerna SIA 191, u tabeli 38.2. U medunarodnim standardima pojedinih zemalja dati su pojedini odnosi izmedu: sile u ankeru kod ispitivanja (VI') i racunske upotrebne (korisne) sHe (V G), racunske upotrebne sile i nosivosti ankera (V u), sile prednaprezanja (V,V o) i nosivosti ankera itd. Proracun ankerisanja analizirat ce se odvojeno za podzemne radove, gdje je ukupna duzina ankera veca od zone zahvaeene oslobadanjem napon~, te ankerisallje na povrsini terena, gdje su ankeri veei od rasteretne zone kOJa se osigurava. ----------------------------~~~e1-"e~lj~·el~u~e-------------------------543

38. AlIkerisanje u tlu Xli Osigurallje iskopa, asallacija kliziSta i primjella allkeri.sallja

(a)

Duzina ankera u kaloti podzemne prostorije moze se odrediti iz izraza:

L2. hs+lk' Sigurnost (S) i sigurnost protiv klizanja (F) nepouzdanosti

U

ovisl1osti od trajanja upotrebe i stepena

Pri vremeniankeri . Klasa s F ankera

(38.3.)

gdje je: hs- dubina rastresene zone, iii zone odrona, koja se utvrduju terenskim istrazivanjem. Za prethodna projektovanja moze se odrediti prema fonnuli (Plamenac, 1987): (38.4.)

gdjeje:

2

1,3

1,2

4

1,6

1,4

1,5

1,3

5

1,8

1,4

bo - sirina podzemne prostorije, k - koeficijent ovisan 0 stepenu ispucalosti stijenskog masiva Protodakonovu koeficijentu cvrstoce (f), koji je jednak 1110 jednoaksijalne cvrstoce na pritisak a p u N/mm2 (tabela 38.3.). Koeficijent k u ovisnosti 0 stepenu ostecenosti stijenskog masiva Tabela38.3. -

3

1,8

1,4

6

2,0

1,5

. KOEFICDENT . GVRSTOCEf

1>.i.Koeficiientkpri stepenuisfjuca\osti.masiva· .. > '.' •••. staboispucao isP\\cqo ······jakoismlcao . ".

........ .lQ.ivise •".

0,2

0,3

~1

~2

0,05

0,1

0,4 03 0,15

38.4.2. PRORACUN ANKERISANJA U PODZEMNIM RADOVIMA Postoji vise metoda za proracun elemenata ankerisanja, a one ovise 0 nacinu formiranja oslobodene zone u kaloti i izazvanih nestabilnosti u bokovima podzemne prostorije. Parametri ankerisanja u vecini slucajeva rezultat su istrazivanja u vecem broju tunela i drugih podzemnih radova u raznim inzenjerskogeoloskim i geotehnickim uslovima. Ankerisanje u podzemnim radovima proracunava se u osnovi na nacin da se:(i) dopustaju procesi osiobaaanja napona i (ii) sprijece nastqjanja i razvijanja ovoga procesa. U prvom slucaju proracun se provodi na bazi iznaJa.zenja sistema rasterec~nja koje se obrazuje iznad bokova i u bokovima podzemnog objekta, dok s: drugl. provodi na bazi analize naponskog stanja sa ukljucivanjem i aktivnog dJelovanJa ankera.

Kod jako ispucalih i erodiranih stijenskih masiva sa moguCim odvalama koeficijente k iz tabele povecati za 50%. lk - dliZina kotvljenja ankera u neporemecenoj zoni iii izvan zone odrona. Za celicne ankere Ik=O,25hs(m), a za zeljezno-betonske adhezione i perfoankere: lk

N

= - - 2. O,Sm,

(38.5.)

dnra

gdje je: d - promjer ankera;

d 2n

N=4d d (J z

(J z

-nosivost sipke ankera;

-dopustena zatezna cvrst06a materijala ankera (N/cm2);

r a -adhezija izmedu tijela ankera i cementno-pjescane smjese (N/cm 2) 38.4.2.1. Proracun ankera u kaloti

U literaturi se proracul1 provodi za uslojene i homogene sredine i to za prosto ~jesan~e: slozen~. g~edu, iii za svod (Markovic 1977), kao i za podzemne prostoflJe vehkih, srednJlh 1 malih profila (Plamenac,1987). 544

Temeljenje

(tabela 38.4.). Promjer ankera obicno se pretpostavlja u granicama izmedu 18-25 mm. Ukoliko poznajemo koju silu anker treba da prenese, kod uslojenog masiva moze se povrsina poprecnog presjeka ankera izracunati iz izraza:

TemeiJenje

545

38. Allkerisa/lje u tfu

XII O.l'igurallje iskopa, a-
(38.6.)

Adhezija izmeau armature i cementnog maltera (T n)

gdjeje: kv- koeficijent ovisan 0 cvrstoci masiva i oblicima prostorije (tabela 38.5.Plamenac, 1987); q=:f3y hs- velicina vertikalnog brdskog pritiska; 13koeficijent koji uglavnom ovisi od dubine rastresene zone centralnog ugla svoda (tabela 38.6.-Plamenac 1987). yjedinicna tdina (kN/m3); cvelicina kohezije u rastreselloj zOlli, odreduje se ispitivanjima iii se orijentaciono moze dobiti iz izraza: c=30f (kN/m 2). Koeficijent k" u ovisnosti od koejicijenta evrstoce (f) i oblika podzemne prostorije Tabera 38.5.

gdje se sila u ankeru (N) moZe proracullati iz tezine materijala u kalotj koji treba da nosijedan anker, (Markovic, 1977) ~j.: N

N

= (1,25 -1,30)y· h· a 2 , za kvadratni raspored i (1,25 -1,30)y . h . a . t , za pravokutni raspored ankera,

gdje je:

}

(38.7.) Koeficijent f3 ovisan 0 veliCini centra/nog ugla svoda

r -jedinicna tezina tla iii stijenskog masiva;

Tabela 38.6.

h-visina sloja, iIi rastreselle zone u kaloti; a-razmak ankera; t-razmak ankera u drugom pravcu, 1,25-1,30 - povecanje za 25% - 30% tezine koju treba da nosijedan anker.

2)

prema u,lovima , t a b i l n m tla izm,du ank"""

Ukoliko poznajemo povrsinu ankera (fa), moze se za uslojeni masiv pronaci razmak (a) u oba pravca:

(38.10.)

.-----------------,

(

a

f a ' d (j z

=l (1,25-1,30)y.h

)~

(38.8.)

Sila u kotvenom dijelu (Nk ) uzima se prema nekim autorima 2,0-2,5 puta veca od sile u ankeru (N). b) 1)

Razmak izmedu ankera u uzduzl10m i poprecnom pravcu u kaloti podzemne prostorije moze se odrediti kod: formiranja svoda u tlu:

a 546

k,,'q = L---(L+b o ),

c

(38.9.)

---------------------------T~e-/Il-el~je-lij~·e------------------------

. a ako je q< -4 r I k' onda prema lzrazu: 9

la=~WI

JNhI

(38.11.)

3) prema uslovima jednakosti nosivosti ankera (N) i tdine rastresene zone (y·h) dobije ,e i,;zrnza

ooon.38.8·(a =

y

(38.12.)

Nosivost ankera (N) odreduje se terenskim ispitivanjima, a orijentaciono se moze uzeti da iznosi: N =80-100 kN, sa koeficijentom cvrstoce [=6,0-10,0 i za ------------------------~--~-----------------------54-1

Temeijenje

38. Allkerisallje u tlu

Xll Osigurallje iskopa, asallacija kliziJta i primjellG GllkerisGnja

eelicne ekspanzione ankere, au ostalim slueajevima N = 60 - 80 kN. Za celiene i perfoankere nosivost (N) se raeuna prema formlili 38.5. Najmanja vrijednost razmaka uzima se da iznosi 1,0 m. c)

Promjer sipke ankera odreduje se za adhezione i perfoankere iz uslova jednakosti evrstoce sipke i tezine tla iii stijenskog masiva u rastresenoj zoni, koja dolazi najedan anker (jedn.38.6.):

d 2n

(1,25 -1,30 )y . h . a 2

metalnim remenatama. U tunelogradnji ova kombinacija poznata je pod imenom: Nova austrijska metoda izrade tunelskih obloga. Poznato je da prilikom izbijanja podzemnih prostorija dolazi do preraspodjeJe prirodnih napona oko konture iskopa (s1.38.17.). Dosadasnji opisani postupci proraeuna ankerisanja dopustali su oslobadanje napona u jednoj zoni oko podzemnog otvora. Medutim, kod savremenih metoda iskopa u podzemnim prostorijama osiguranje se vrsi neposredno iza iskopa, te se proraeun provodi prema teorijama elastienih iIi plastienih podzemenih pritisaka, kada se spreeava oslobadanje napona oko podzemnog otvora.

4

'Z

-2 /(1,25-1,30)y.h( ) d- a em . 1iV 7i a d

d)

\--elasticna ravan \

"-

(38.13.)

----T

't-tang"ncijalni nor main; napon

Z

-br-racijalni normalni napon

Promjer bUSotine (db) kod adhezionih i perfoankera uzima se da iznosi:

db

T

= d -E..(em)

(38.14.)

plasticna

Tb

ravan

gdje je: T a iT b

y -

velieina adhezije izmedll cementne smjese iii hemijske ispune sa

sipkom ankera i stijenkama busotine. U proraeunima se obieno uzima da ovaj odnos iznosi priblizno dva. U literaturi postoje obrazlozenja proracuna 1I kaloti u vidu slozene grede, prosto polozene, iii uklijestene grede, iii 1I vidu obrazovanja svoda u uslojenoj i homogenoj sredini (Markovic, 1977). Za podzemne prostorije srednjih i malih profila raznih tipova, sastava tla iii mas iva u kaloti, mnogi autori dali su proraeun podgrade, ovisno u slojevitosti, stepenu ispucalosti, debijini nestabilne krovine itd. (Plamenac, 1987.). Definisimje raspodjele opterecenja oko horizontalnog potkopa vrsi se prakticnim postupcima odredivanja pritiska na podgradll (npr. Kommerellova, Protodakonova iii Terzaghijeva teorija pritiska, poglavlje 21). ave metode baziraju se na konceptu da se izmedu otvora potkopa i zone uvecanih napona javlja zona rasterecerlja, koje izaziva pritiske na podgradu, odnosno u ovome slueaju na ankere.

38.4.2.2. Tunelska obloga od ankera i prskanog belona Danas se u tunelogradnji i kod drugih podzemnih objekata koristi savremena zastitna obloga od ankera, mreze i prskanog betona, a po potrebi i sa 548

Temeljellje

't

SI.38.17. Sematski prikaz raspodjele napona oko kruinog otvora pri hidrostatskom pritisku u homogenoj i izotropnoj sredini.

Graniena sila ankerisanja odreduje se iz izraza:

Pan

= fa' d a Z'

(38.15.)

gdjeje: fadcrz -

povrsina popreenog presjeka ankera; dopusteni napon na zatezanje ankera.

Za razmak ankera u pravokutnoj mrezi ext granicni napon pritiskaje:

Pan Pan =--t'

(38.16.)

e·

Ovim naponom sistem ankera djeluje na prostor oko podzemnog objekta. Ovom pritiskll (pan) koji stvaraju ankeri obieno se dodaju naponi u nosivom prstenu stijenskog masiva (Pw) i u oblozi od prskanog betona (Pb), koje djeluju u radijalnom smjeru normalnog napona (crr)· -------------------------------Te-m-e~lj-el~ije---------------------------549

38. AlIkeri.mnje u flu

XIIOsiguranje iskopa, asanacija klizi.'ifa i primjella allkerisallja

Kombinovana nosivost cjelokupne obloge na smicanje bit ce: LP=Pan+Pw+Pb' (38.17.) Modelskim ispitivanjima uspostavljeno je da cjelokupna tunelska obloga moze da dozivi jedino slom smicanjem. Prema Rabcewiczu (Rabcevic, J965), ovaj slom nast~e duz Mohrovih ravni smicanja pod malim ugiom (20°-30°) prema osi ob1oge. Ovaj zbir triju granicnih napona dijeli se sa racunskom, izmjerenom, ili prognoznom vrijednoscu radijalnog napona (crr ), koji se javlja u zoni gdje je smanjen tangencijaini napon (crt), paje tIo dovedeno u stanje sloma. Na ovaj nacin dobije se koeficijent sigurnosti:

=LP

Ks

aT

•

T=

I-sin qJ

a=

2

(38.19.)

.

b w P -" =--Tcos8 , w 2 sin qJ

(38.20.)

,

(38.22.)

rcosa gdje je: 1:b - smicuci napon prskanog betona. ., . . .. Ovaj nacin proracuna zastitne obloge podzemmh ~bJ~kata ~flmJenJuJe ~e danas kod savremenog i mehanizovanog izvodenja mnoglh lskopmh podzemmh radova.

wT cos 1f112

= r cos a sin a

Primjena ankera na povrsini terena je raznolika i. moguca u n:no?im gradevinskim i rudarskim povrsinskim zahvatima. U poglavIJu 33. obrazlozem su ;nkerisani zagatni zidovi, dok ce se ovdje dati princip proracuna ankerisanja za stabilizacij u kosina. 38.4.3.1.Proracun siZe prednaprezanja ankera kod stabilizacije kosina

Ako d' eluje sila u zatezucem ankeru na nekoj duzi~i i\la, .. na ravni AD: se izracunatl koeficl!ent (faktor) SigUlllosti K s , iz sume aktlVlllh 1 reaktlvmh slla, za posmatranu khznu ravan, tj.:

pretpostaVljen~liznoj K, (L~T -

a ovaj izraz poslije sredivanja dobija slijedeci oblik: W

250dT b

38.4.3. PRORACUN ANKERISANJA NA POVRSINI TERENA

Ovi izrazi dobiju se iz Mohrove kruZnice napona pri radijalnom (crr ) i tangencijalnom (crt) naponu. Nosivost ojacanog prstena tia (iIi stijenskog masiva) (pw) oko podzemnog otvora dobije se iz uslova ravnoteze ak-tivnih i reaktivnih sila (Markovic, 1977.), tj:

P

=

•

cos qJ + a sm qJ cos qJ r 1- sin qJ 90-qJ

C

iIi stijenskog masiva; debljina noseceg prstena; 1: smicuci napon na granici Mohrova kruga; O=W/2 - ugao pod kojim linija smicanja sijece ojacani prsten (na intradosu 0=0, ana ekstradosu 0=\jJ, pa se uzima WI2); dobije se mjerenjem kada se linija smicanja kroz ojacani prsten povuce pod ugiom ex prema tangenti na intrados osu .ojacanog luka i njegov ekstrados, kao ugao koji linija srnicanJa zaklapa sa horizontalom na ekstradosu. (s1.38.17). Na slican naCin dobije se nosivost obloge od prskanog betona debljine d: w-

Ph

a r (1 + sin qJ )+ 2c cos qJ 2

prosjecna duzina pO kojoj linija smicanja sijece ojacani prsten tla

(38.18.)

Pri ovome karakteristicne veliCine pw, Pb i crT odreduju se na osnovu teorije mehanike stijena iii se koriste eksperimentalne terenske metode. Za ove karakteristicne velicine navode se konacni izrazi za tangencijalni i smicuci napon:

at

w sin a

(38.21.)

(~1.3~.18.-a!, ~oz~

ZJ= LDNtgqJ + L~l'

+ Zn . tgqJ, K, (L I1T - Z a sin lfI) = L I1NtgqJ + L I1l . C + Z a cos IfItgqJ , C

(38.23.)

gdje je: bl2=rcosex - duzina na kojoj djeluje pw;

550

Temeijellje

--------------------~~~------------------~l TemeUenje

38. Allkerisallje u tlu XII Osigural/je iskopa, asallacija kliziSta i primjella allkerisallja

gdje je: Zt=Za·sim!" Zn=z",cos\jf, \jf - ugao odreden iz pravca normale na odsjecak djelovanje sile Zo.

~l,

na koji se prenosi

c

H

A

I

B

Kako je uticaj komponente Zt Oed. 38.23.) veoma znacajan, poloiaj odsjecka ~I treba birati tako da se ostvari 5to veca komponenta Zt. Kod ovog treba biti ostvarljivo povoljno kotvljenje i obezbjedenje ukupne sile u ankeru (Za). Kada je sila prednaprezanja u ankeru usmjerena u pravcu radijusa odsjecka cilindricne klizne povrsine, onda se tangencijalne komponente (ZI) uglavnom ponistavaju, te se djelovanje sila u ankeru moze predstaviti zbirom sarno normalnih (Zo) komponenti (sI.38.18.-b). U stijenskim masivima klizanje se odvija po izraZenim diskontinuitetima, koje su obicno rayne klizne povrsine (sl.38.18-c). Koeficijent sigurnosti kojim se obezbjeduje potrebna sila prednaprezanja (Zo) dobije se iz izraza: (38.26.) gdjeje: N=Gcos13; T=Gsin13; L=Hlsin13;

Sl.38.l8. Sematski prikaz ankerisar!fa kosine: opCi p%za) ankera u odnosu za zakrivljenu kliznu ravan (a), sila prednaprezanja u ankeru u smjeru radijusa od4ecka (b), ravna klizna ravan kod stijcnskih masiva (c).

a·Hy

H

H2y

G = - 2 - = H(ctgj3 -ctga)2 Y = -2-(ctgj3 -ctga);

(38.27.)

y - jedinicna tezina stijenskog masiva;

Za zadani iii usvojeni koeficijent sigumosti (Kg) moze se odrediti potrebna sila prednaprezanja iz izraza 38.23:

ex, Hi L-parametri kosine (s1.38.18.-c). Zamjenom ovih veliCina dobije se koeficijent sigurnosti:

z = KsLT- LLll.c- LNtgq; K s sin lfI + cos l{ftg q;

a

Najrnanja sila u ankeru (min Za) dobije Ks sin lfI + coslfItgq; maksimalan, odnosno kadaje:

se

K., kada

je

izraz:

(38.25.)

lfI

= arctg( Ks ). tgq;

5~--------------------~--------------------TemelJcllje

--!!-j3 + Z sm

a

cos lfJfgcp

G sin J3 - Z a sin If!

(38.28.)

Uobicajeno je da se uzima c=O, te je :

Ks

Ks coslfI- sin lfIlgq; ::::: 0 K tglfl =_s ; tgq;

G cos j3tgcp + c

(38.24.)

.

=

G cos J3tgcp + Z a cos lfJfgcp G sin J3 - Z a sin lfI

(38.29.)

odnosno sila u zatezi (ankeru):

K, G sin j3 - G cos f3 tgcp

cos lfJfg cp + K s sin lf~._._J· TemeljeJlje

(38.30.)

553

38. Allkerisallje u tlu XlI o.vigurallje iskopa, aSaflacija kliziJta i primjel1a allkerisallja

Uvrstavanjem pojedinih velicina, dobije se konacan izraz za silu u ankeru u obliku:

= .!YH2 (ctgf3 -ctgaXK, sin f3 -cos f3 tg
Z a

K" sin If! + cos IfItg
2

(38.31.) pa

Minimalna vrijednost za silu u ankeru (Za) dobije se uz uslov da nazivnik daje maksimalnu velicinu, kada je ugao nagiba ankera:

= arctg(K s / tg
If!

= LI1N ·tg
- Za . sin If!

(38.33.)

'

H sin f3 G sin f3 - Z a sin If! .

>-

(38.36.)

(38.37.)

Optereti Ii se zatega do sloma, aktivirat ce se na obodu injektirane zone tia sa kohezijom otpomost na smicanje, koja se po Coulombovll (Kulonovu) zakonu moze izraziti u obliku (Nonveiller, 1981):

(38.34.)

= '" !:J.T _ L I1N . tg

.6

>>-

(38.35.)

>-

s

Izjednadzbe 38.34. moze se dobiti sila u ankeru:

G(Ks sin f3 - cos f3 tg
c--!!smf3

K, sin If!

>-

odnosno za c=o:

Z a sin lfI

(38.38.)

za aksijalnu nosivost opterecenog ankera, mjerodavni su naponi smicanja po obodu kotvenog vanjskog dijela i t1a, pri cemu se zanemaruju bocni naponi pritiska i pasivnog otpora tla. Redovno je sila izmedu celika i injektiranog maltera veca od one koja se moze prenijeti preko injektiranog cilindra na tlo, zbog cega se obicno posebno ne racuna. Ugao unutamjeg trenja na tijelu ankera jednak je uglu unutamjeg trenja okolnog tla. Pretpostavlja se da su glavne klizne povrsine paralelne sa osovinom zatege, bez obzira da li je anker ugraden horizontalno jli koso. Smicuci naponi u fazi sloma linearno su rasporedeni po cijeloj duZini tijela ankera. Slom usljed smicanja nastaje po jednoj idealiziranoj cilindricnoj povrsini, kod koje je promjer veci od promjcra busotine. Ova velicina (Rlr) ovisi prvenstveno 0 porozitetu i propusnosti tla, kao i 0 velicini primijenjenog injekcionog pritiska.

Tangencijalna sila iz izraza 38.33. bit ce: t

KJglf!

Postoji vise racunskih postupaka za odredivanje granicre zateZuce sile u prednapregnutom ankeru, u tlu iii stijenskom masivu. Neki od naCina proracuna sile kod dubokog ankerisanja injektiranjem u tlu dati su u prethodnim poglavljima (vidi tacku 33.1.6. i 33.2.6.6.). Prikazat ce se dva postupka zasnovana na izucavanju Lendi-ja (1969), koji je uveo slijedece pretpostavke (Dolarevic, 1987.):

G cos f3tg

Z

Z a ( 1+ tg
Ovaj izraz ukazuje i na potebu da ugao 'If mora imati najmanje 45°, da bi se efikasno koristila sila u pasivnom ankeru (Anagnosti, 1987).

odnosno premajednadzbi 38.28. proizlazi izraz u obliku:

Ks

a - pr

38.4.4. PRORACUN SILE NOSENJA PREDNAPREGNUTIH DUBOKIH ANKERA

. ~od pasi~nih ankera, k<:>d kojih se sila aktivira tek nakon nekog pomJeranJa, proracun se vrsi sarno prema tangencijalnoj komponenti (Zt) sile ankera (~). N~ uvodeci normalnu silu (Zn) u racun, dobije se izraz (izjedn.38.23.) za koeficlJent slgumosti:

s

z-

(38.32.)

38.4.3.2. Proracun sHe zatezanja u pasivnom ankeru

K

Poredenjem sile u prednapregnutom ankeru (jedn.38.30.) i sile u pasivnom ankeru (jedn.38.37) moze se vidjeti koliki je pozitivan uticaj prednaprezanja ankera, cija primjena znatno smanjuje potrebnu velicinu sile Za. Uporedbom se moze dobiti izraz za silu kod pasivnog otpora (paZ.) i sile prednapregnutog ankera (prZa), u obliku:

= G(K\ sin f3 - cos f3 tgcp ) . Ks

554--------------------~~~~-----------------­

Temeljenje

Temeljenje

555

38. Allkerisanje u tlu

XII Osigurallje iskopa, asaJladja kiizista i primjena ankerisallja

lineamo na potezu injektirane zone ukotvljenja. Naponi se mogu dobiti prema

(38.39.) Na horizontalne ravni u dubini t djeluje vertikalni normalni napon Ciji je intenzitet: 0';

=

izrazu (3S.40.):

JYzdz+c·ctgcp.

(3S.40.)

o

Pomocu Mohrove krufuice (s1.38.19.) moze se dobiti smicuci CT/) i normalni ( 0' n) napon u ravni kroz os zatege, koja je pod uglom ±a (Lendi,1969; Nonveiller,19S1): /T n x

0' n

= 0': . tgcp , 0'; .. = -, gdJe Je:

B

®

B

= I-sincpsin(cp±2a) 2 '

(38.41.)

cp

COS

t ~.~ (ankera)

©

f!n
n: .

In

a:

Pf

=

= 2ro1C I ..!..Y(ZI + Z2 + 2c ctgcp}gcp B

2

(3S.43.)

Y

Prema dosadasnjem iskustvu uzima se da koeficijent sigumosti iznosi 1,31,5 za privremene i 1,5-1,S za stalne objekte (Lendi,1969). Duzina kotvljenja je obicno manja od 7,0 m. Podvlaka u koju je ucvrscen svaki red ankera uzima se kao kontinuirana greda, koja rasporeduje koncentrisane sHe ankera na stijenu i tio. Za praksu je dovoljno tacno ako se podvlaka dimenzionira kao srednje polje kontinuirane grede, koja je opterecena jednoliko rasporedenim silama ankera.

@

os ZATE~

}

(3S.42.) y . Z 2 + e . etg rp . Normalni naponi i tangencijalni OtPOll uz opseg plasta rastu Iineamo s apscisom, te se ukupna sila sloma, koju ce preuzeti kotveni dio na duzini I, moze izracunati iz izraza (Nonve;..:i:.:1I.=.er:2,..:.1::....9.::.S.:::1.:L:...)::_ _ _ _ _ _ _ _ _ _-,----_-, 2

s

@

®

bh

~

~n

'...........

01

O..L.I--_-+-

'-.

A

Sl.38.20. Sernatski prikaz kosog ankera (a), sa silarna koje djelujll na kotveni eilindar (b).

SI.38.19. Naponi u tlu oko kotvenog dijela ankera i serna za izracunavanje sUe ukotvljenja: Muhrova kruiniea za stanje sloma i naponi klizanja na obodu injektirane zone

(a), klin sa semom napona lIZ anker (b), sema za pruracun sUa u kutvenom dijelu koso injektirane zone (e), (Nonveiller, 1981).

Sila nosenja ankera u nevezanom tIu moze se proracunati i na drugi slican nacm (Dolarevic, 1987). Usljed djelovanja aksijalne sile u zatezi javljaju se normalni (0' n) i tangencijalni (/f n) naponi (s1.3S.19.-b i 3S.20.-b) po omotacu injektiranog cilindra. Ove sile mogu se dobiti iz Mohrova kruga napona u obliku: (Y 11

= (Y

Z

COS

2

. 2 a + (Y h sm a

Kadaje a=O, ve!icina 8=1, a za a>O j B>1, dokje za a
556

}

(3S.44.)

Tcmcljcllje Tellleljellje

557

38. Allkerisal1je II tlu Xil Osigurallje iskopa, asanacija kiiziJta i primjena allkerisfJllja

Tangencijalni naponi (17: n) javlja se sa obje strane simetricno, ali suprotnog znaka, te se proracun provodi sarno za normalni napon (an)' koji se javlja po obodu cilindra kotvenog dijela ankera, u vidu sile otpora (s1.38.21.-a). Diferencijal napona pod uglom de na obodu injektiranog cilindra (sI.38.21.-a), bit ee:

dO' e = R . de . a e gdjeje:

ae

=a

h

cos 2

t = Rna z f.1 lfI . (38.51.) Ukupna sila trenja (T J1 ) u presjeku okomito na os ankera i to u polovici kotvene duzine, sa visinom nadsloja (H), bit ee:

Tp.

2

(38.52.)

gdje je:

If! = ko (1 +sin 2 a )+ cos 2 a, za

(38.45.)

e + an sm. e .

= a z Rn Zk J11f! ,

a=O 'I'=ko+ 1 - horizontalan polotaj

ankera, /.t=tgq>,

az=y·H,

(38.46.)

ko - koeficijent pritiska mirovanja i za a=O-+ ko=l-sinq>. Ovoj sili trenja (T p. ) potrebno je dodati i uticaj kohezije (c), koja se moze dobiti iz kompatibilnosti uticaja trenja (7: 1 ) i kohezije (7: c), Zonu kompatibilnosti izmedu ova dva uticaja mozemo dobiti iz Mohrova kruga napona (s1.38.21.-b) prema kojemje udio kohezije pri slomu tla:

T c=O·lk·7: c '

}

(38.53.) 2

Tc=2·R·n·h·c.cos
T=Tp. +Tc' iIi:

(38.54.)

T

(b).

Ako se uvrste jednadzbe 38.44. i 38.46. u 38.45. i uzme a h dobit ee se:

da e = Ra zde[k o cos

2

e + (cos

2

2

a + ko sin a )sin e]. 2

= koa z'

}

= Rn ,Zk (a zlflf.1 + 2c cos 2 ({J ).

Uz koeficijent sigurnosti (Ks) od 2,0-3,0 dobije se dopustena sUa optereeenja u ankeru:

T (38.47.)

(38.55.)

Vrijednost diferencijalnog trenja (dt) dobit ee se ako ovaj normalni napon pod uglom e pomnozimo sa koeficijentom trenja ( J1 ), tj.:

dt = da e . J1, iIi (38.48.) dt = {Ra zde[k o cos 2 e + (cos 2 a + ko sin 2 a )sin 2 e nJ1, iii (38.49.) ~ t = 4 da e • f.1 = RnazJ.l[k o (1 + sin 2 a)+ cos 2 a] (38.50.)

f o

\ . . . . -y---~ --_.1

If! 558

Temeljellje

38.5. ANKERNI TEMELJI

38.5.1. PRORACUN TEMELJA OPTERECENIH SILOM ZATEZANJA U gradevinskoj praksi se veoma cesto susrecemo sa preuzimanjem zateznih siia pomoeu temelja u tiu i stijenskom masivu. Ovo se posebno desava ----------------------------~T.~e-m'~'Ij~·e-,U~e-------------------------559

38. Allkerisallje u tlu Xl! Osiguranje iskopa, asanacija kliziJta i primjella ankerisanja

kod viseCih mostova, lancanica, visokih ankerisanih stupova, resetkastih dalekovnih rasclanjenih stupova itd. Specificnost ovih temelja je u djelovanju vertikalne iii kose zatezuce sile, a l1ekada i u kombinaciji sa momentom ukljestenja. Kod izvjesnih objekata horizontalne sile su obicno malene pa se mogu zanemariti. Kod ankernih temelja, kao i kod ankera, angazira se jedna zapremina tla iii stijenskog mas iva, koja treba da se odupre primijenjenoj zatezucoj sili. Ispitivanjima je ustanovljeno da mobilizirana masa ima pribli.zan oblik kupe (kod ankera) iIi zarubljene kupe (kod temelja), koja kod stijenskog masiva ovisi svakako i 0 nj.egovoj uslojenosti i ispucalosti (sI.38.22.). Prema nekim autorima, silom cupan]a u tlu dobiju se zakrivljene izvodnice, koje se aproksimiraju logaritamskom splralom.

®

Za proracun ankemih temelja iii opcenito zateznih ankera u tIu postoji vise klasicnih i savremenih metoda. Opcenito je tesko definisati oblik i dimenzije konusno angaiiranog tla iii masiva, kao i njihove cvrstoce po obodu konusa. Radi ovoga se obavezno provode ispitivanja "in situ", sa silom cupanja kojom se mogu definisati parametri potrebni za dimenzioniranje temelja. U osnovi se proracun ankemih temelja moze vrsiti prema pomjeranjima iii prema kriticnoj sili cupanja. Kod sile cupanja mogu nastupiti dva potpuno razliCita slucaja: a) Kada je odnbs dubine ukopavanjem (D) i sirina temelja (B) relativno malen, zona sloma obrazuje se u tlu, pocev od ankeme ploce i zavrsava na povrsiili terena. Ovaj tip, tzv. plitkog ankerisanja bit ce razmatran u narednoj tacki. b) U slucaju da je pomenuti odnos (DIB) velik, zona sloma obrazuje se oko ankemog temelja i ne dospijeva na povrsinu terena. Ovaj tip tzv. dubokih ankernih temelja, razmatran je dijelom u prethodnim poglavljima, kao duboki injektirani anker.

38.5.2. PRORACUN POMOCU METODE SILE CUPANJA U TLU

S1.38.22. Oblici mobiliziranog tla, prilikom djelovanja sUe cupanja: u tlu sa nivoom padzemne vade, u obliku kupe (a), zarubljene kupe kod okruglog temelja (b), u ispucalom stijenskom masivu sa horizontalnim (c), kosim (d) i vertikalnim (e)

Od klasicnih metoda najvise se koriste: (i) metoda opterecenja tlom, (ii) metoda pritiska tla i (iii) metoda pritiska prosjecnog tla na smicanje (Dolarevic, 1987). 1) Metoda opterecenja dom zasnovana je na tezini mobilizirane mase tla iii masiva, za koju se pretpostavlja da se pokrece zajedno sa temeljom, pod djelovanjem sile cupanja (Z). Oblik i veliCina za proracun pokrenute mase tla odredeni su oblikom temeljne ploce i uglom (13), koji izvodnica ovoga tijela zaklapa sa vertikalom (s1.38.23.-a). Velicina ugla (13) daje se u ovisnosti karakteristika tla na smicanje, zbijenosti, konzistencije tla i s1., iii od geoloskostruktumih osobina stijenskog mas iva. Za okruglu temeljnu plocu promjera d, koja je ukopana na dubini D, moze se sila cupanja (Z) izraziti u obliku (Dolarevi6,1987):

6tgf3 4 Z-- D-12ny- (3-+--+ tg 2f3) A? A ' 3

slojevima.

Oblik i konstrukcija ankemog temeIja ovisi 0 vrsti konstrukcije koja se ankense, pravca i veliCine djelovanja zatezuce sile, iii zatezu6e sile i momenta ukljestenja, kao i od vrste tia (iii stijenskog masiva). Dan~~ ~e, m~dutirn, smatra konzervativnim projektovanjem ako se za otporn?st ~lh. cupanJa uzima sarno tezina mobilisanog tla, odnosno masiva. Efektlll]e Je :. ~k0I1011~icnije da se u sistemu temeljne konstrukcije koriste prednapregnutl IiI adhezlOni ankeri, koji su obradeni u prethodnom izlaganju. 'v

560

Temeljellje

(38.56.)

gdjeje:

r -jedinicna tdina tla iIi rnasiva; A=D.

a'

13 - ugao izmedu izvodnice konusa karakteristikama tla iIi masiva. Temeljenje

vertikale, koji je ovisan 0 vrsti

561

38. Allkerisallje u Ilu

XII Osigurallje iskopa, asallacija kliziSla i primjena allkerisanja

D

A =2) Metoda pritiska tla predvida vertikalne povrsine sloma, te se mobilizirana masa izvlaCi zajedno sa silom cupanja, u obliku uspravne prizme iii valjka, sa popreenim presjekom jednakim temeljnoj ploei (sI.38.23.-b). Otporu eupanja suprotstavlja se tezina ovoga tijela (W) i sile trenja (T), koje djeluju na omotaeu. Sila trenja zavisi 0 boenom pritisku, a moze se dobiti kao: ~ sila pritiska kojaje jednaka pritisku mirovanja, iii ~ sila pasivnog otpora tla (Pp) prema Rankineovoj teoriji stanja plasticne ravnoteze.

d

- odnos dubine i promjera temeljne ploce.

3) Metoda prosjecDog otpora tla iii masiva Da smicanje pretpostavlja takoder vertikalne ravni sloma (sI.38.23.-b). Prosjecni otpor smicanja na povrsinama sloma daje se u ovisnosti 0 vrsti tla, sto se moze naci u literaturi, za dubine temeljenja do 1,50 m. Kod dvosuukih dubina otpor na smicanje povecava se za 20%-25%, a kod trostruke 30%--40% (MUller i Haefeli, 1953; Dolarevic 1987). Za idealiziran kruzni temelj sila cupanja (Z) prema ovoj metodi moze se dobiti, uz poznavanje prosjeenog otpora na smicanje, po vertikalnim povrsinama sloma (1' 0 ), iz izraza:

Z= Dn 2

D

1

(D To) 4J1+T'

(38.58.)

38.5.3. PRORACUN SILE CUPANJA SAVREMENIM METODAMA TEORIJE PLASTICNOSTI Postoji vise savremenih metoda proracuna sile cupanja koje razmatraju granienu ravnotezu tla iznad temelja primjenom metoda teorije plastienosti. One se zasnivaju na analizi napona i rezultantnih sila na granicnim povrsinama, koje se utvrduju eksperimentalnim ispitivanjima na modelu iIi "in situ". Sila cupanja definise se iz uslova ravnoteze mobilisane mase tJa iIi masiva, ogranicene temeljnom plocom (iii dnom ankernog dijela ukoliko je bez temeljne ploce) granicnim povrsinama sloma i povrsinom tia, odnosno mas iva.

SI.38.23. .<:;ematski prikaz ankernih temeija opterecenih silom zatezalya (2): metoda opterecerya flom (a), metoda pritiska tla (b).

Za idealiziran kruzni temelj promjera d, ukopan na dubini D, sila eupanja (Z) moze se dobiti iz izraza:

Z= D2ny (_1_+ K· 11) 2A? A '

o

3

(38.57.)

gdje je: K - koeficijent bocnog pritiska- mirovanja (Ko) iii pasivnog otpora tla (Kp); j1.=tg

SI.38.24. Sema oblika i djelovanja sila za proracun sile cupanja (Z).

562----------------------~~-------------------­

Temeljellje

Temeljel/je

563

38. Allkerisallje u tlu XIf Osigurallje iskopa, asanacija kliziJla i primjena arzkerisanja

®

Mnogi autori ispitivanjima su dobili sliene rezultate za silu eupanja, a obrazlozit ce se u skracenom obliku teoretska metoda Dz. Saraea (1970), kojom se dobiva dobra saglasnost sa terenskim postavkama i rezultatima mjerenja (Sarae , Veric i dr.,1976.). Eksperimentalnim ispitivanjem ustanovljeno je da graniena linija sloma ima oblik konveksne krive linije, eija je tangenta na kontaktu sa temeljnom plocom priblizno vertikalna, a povrsinu terena kriva sloma presjeca pod uglom 45°-

gdje je:

K:W i Kcp - koeficijenti

koji ovise

0

obliku temelja (A) i ugla trenja (
(s1.38.25.a i b); GB i Gz - tezina temelja i tla iznad temelja ogranieena vertikalnim ravnima (s1.38.24.);

D

A = -- - za krufui temelj; d D

A =- za pravougaoni teme1j; de

_[4abJYz

de - -

rc

(38.61.) S1.38.25. Vrijednosti koeficijenta K~ (aJ i

K cp

(b), za razne oblike temelja A.

Mjerodavna kohezija (c m) dobije se na osnovu terenskih ispitivanja iz izraza: (38.62.) gdjeje: c - kohezija tla; A,,=0,5 za kratkotrajna opterecenja, A,,=O,O za dugotrajna opterecenja. ----------------------------~~~e-m~elj~·e-,y~e-------------------------565

564

Temeije'ye

POOLA VUE XIII

SPECIFICNE METODE TEMELJENJA

Urbicid u Mostaru

" ... Trebalo bi se odkameniti i poCi bez osvrtanja kroz kamenu kapiju

ovog kamenog grada ... " Mehmcdalija - Mak Dizdar, Kamcni spavac, 1966.

567

Ovim, trinaestim poglavljem obuhva6ene su neke metode temeljenja, koje su sa aspekta klasicnog temeljenja specificne. Saieto bit ce prezentirani:(i) dinamicki i seizmicki optereceni temelji, (ii) savremene metode izrade podzemnih konstrukcija, (iii) podzemni cjevovodi i (iv) neki vidovi podupiranja i pojacanja temelja koji su veoma cesta u praksi.

569

39. Dinamicki optereeeni lemelji

39. DINAMICKI OPTERECENI TEMELJI Dosadasnja izucavanja tla odnosila su se na staticka opterecenja koja su se preko temelja objekta prenosila i rasprostirala u poluprostor. Na tlo se preko temelja prenose i sile izazvane vibriranjem i dinamickim opterecenjem, bilo u obliku periodicnih sila, bilo u obliku djelovanja udara, kao i seizmicke sile izazvane potresima.

39.1. EFEKTI VIBRACUA NA TLO Izucavanje otpomosti tla na vibrirajuce opterecenje znacajno je kod projektovanja temelja masina, puteva, aerodroma i zeljeznica. Objekti temeljeni na nevezanom tlu mogu se prekomjemo sleci ako je tlo izloieno vibracijama nastalim obrtanjem dijelova maSina. Ova slijegartia posebno su velika kod ravnomjerno granuliranih pijesaka i oni su znatno osjetljivi na deformacije usijed vibriranja nego tla od gline. Najveca slijeganja nastaju u granicama od 300-2000 ciklusa u minuti, a u tome podrucju nalaze se sopstvene frekvencije kompresora, dizelskih masina i s1., sto ima za posljedicu znatno slijeganje tla. Problemi vibrirajucih temelja mogu se podijeliti u dvije grupe: (i) vibracije koje dolaze od vanjskih izvora, kao sto su seizmicke aktivnosti, zeljeznicki tuneli, aerodromi, te razne izvodacke aktivnosti (busenja, vibriranja i sl.) i (ii) vibracije od bilo kojih temelja za oslonac raznih rotirajucih iii udarnih masina, pritisci fluktuirajuceg vjetra, iii sile vaJova. Za prvu kategoriju postoji specificna literatura, dok su za drugu potrebna odgovar~iuca istraiivanja sufticiranom tehnikom, posebno onom koja je bazirana na metodi konacnih elemenata. test je slucaj projektovanja krutih temelja za masine kao sto su kompresori, ventilatori iii turbine. Sistem masina - temelj - tlo na slici 39.1. ilustruje slucaj spoja translatornog kretanja u pravcu x ose i rotacije oko z ose, kroz kombinaciju tezine masine i temelja. Projek1:ovanje u osnovi se svodi na to da frekvencije sistema budu daleko od frekvencije koju ce masina imati pri radu. Razlog za ovo je iZbjegavanje koincidencija frekvencija rada masine i prirodne frekvencije tla i temelja kako ne bi nastupila rezonancija, koja je stetna za cio sistem. Medutim, ovo uvijek nije mogu6e pa se mijenja tip masine sa vecim rasponom frekvencije, iii se mijenja velicina temelja. Predvidanja ovih amplituda je oteiano posebno u kombinaciji sa vibracijama kada je potrebno uzeti dopusteni Temeijellje

571

XIII Speci/icne metode lemeljenja 39. Dinamicki optereceni temelj;

stepen prigusenja tla. Obicno se uzima da je tlo idealizirano kao elasticni poluprostor, za sto je vise autora dalo rjesenje, koje je zasnovano na teoriji Rieharta i dr. (1970). kombinovani centar teiine masina i temelja

I

+x

\ji - rotaciona akeeleraeija masine i temelja. Dinamicko optereeenje se prenosi na temelj bilo u obliku periodicnih sila (rad maSina sa ustaljenim kretanjem periodicnog dj elovanj a), bilo u obliku djelovanja udara (pojedinacni iii uzastopni impulsi i udari masina). Kod ovakvog dinamicnog optereeenja uzima se da u tlu nastaje ravnomjemo iIi neravnomjemo sabijanje i neravnomjerno smieanje (sI.39.2.). Mnogi autori su, uz odredene aproksimaeije, dali opee izraze kojima se uspostavlja veza izmedu napona u tIu ispod temelja i elasticnih pomjeranja (Kuljbakin, 1975).

+Q. x

@

®

@

~7.bn7Yn~~n0~7.n~~~~Px

Z

Xg

I

I I

,

=

I

\

tI

b

(k).x - kxholJf) - (cxx - cxholJf)

= nii,

+ h~kJfl + hokxx - (C'If + h~cJfl + hoC); =lyif/,

gdjeje: m - masa masine i podloge; Iy - masa momenta inercije oko y ose masine i podloge; k.. kljf - elasticne konstante t1a od translaeije i rotaeije; ex i cljf - koefieijenti prigusenja za translaeiju i rotaeiju; x - translatorna akeeleraeija masine i temelja; 572

..

a

x

X I!

a

Prema ovoj metodi sHe prouzrokovane tlom, a pod dinamickim pomjeranjem, bile bi saci~ene od dva tipa: (i) sile elasticnosti vezane za trenutne vrijednosti translaeije (x) i rotaeije (\fI) i (ii) sile prigusenja vezane za trenutne vrijednosti brzine translaeije (x) i rotacije (\fI). Koristenjem drugog Newtonovog (Njutnovog) zakona za sile ovisne 0 vremenu (\fI) u praveu x ose (Qx) i oko z ose (TIjf)' a prema slici 39.1. (Tomlinson i Boorman, 1995), dobije se izraz u obIiku:

TlfI(t) - {k'lf

I

·1

S1.39.1. Oblik ponasanja sistema masina - temelj - tlo (Tomlinson i Boorman. 1995).

Qx(t) -

I I

-.0

X

I

I~ I' I 1/

Temeljellje

(39.1.)

(39.2.)

SI.39.2. Pomjeranje temelja kod razlici!og opterecenja: ravnomjerno sabiJanje (a), neravnomjerno sabijanje (b). neravnomjerno smicanje (c).

39.2. OSCILACIJE I SOPSTVENE FREKVENCIJE TLA U ovisnosti od napadne tacke i smjera, vibriranje iii sporo ponovijeno optereeenje moze proizvesti sest vrsta pomjeranja. Jedno je u vertikalnom pravcu, dva su u horizontalnom pod pravim uglom, jedno prema drugom, i tri su rotaeiona kretanja oko tri osovine. Medutim, eksperimenti se izvode veeinom u najjednostavnijem vertikalnom pravcu i oni su najznacajniji. Za slucaj slobodnih vibraeija koje nastaju ako se teret W osloni na opruge krutosti K, te se sHorn izazovu njegove vibraeije prema gore i dolje u vertikalnom praveu (s1.39.3.-a), frekveneije ovakve sopstvene oseilaeije iznose:

__ 1 ~K =_1 ~Kg, f _2n m 2n W

(39.3.)

gdje je: f-

sopstvena frekveneija slobodnih oseilaeija (u herzima Hz=l!s);

K- koefieijent opruge, to je sila da se opruga stisne za lem (lON/em); Temeljellje

573

XI!I Specificne metode lemelje'1ia

mWg-

39. Dil!amicki optereceni lemelji

masa temelja i masine (kg); tezina temeIja i masine (kN); akceleracija sile teze (-1 Om/s 2).

®

Ove osciIacije ce opadati dok potpuno ne prestanu, a frekvencija prigusenih osciIacija dobije se iz izraza:

i

p

= _1_

2rc

(l( _ e

V-;;;

2 ,

(39.4.)

4m 2

gdjeje: C - konstantna prigusenja vibracija. Kod ispitivanja dinamike tJa opravdano je uzeti da ce skupa s njim i tlo ispod temeIja vibrirati (sI.39.3.-b). Pretpostavljajuei da se dio mase tia ispod temelja ponasa pod uticajem vibracija kao ,sistem opruga, onda se sopstvena frekvencija sJobodnih oscilacija moie, preko navedenih jednadibi, izraziti (Reynolds i dr., 1965) u obliku:

in

_ 1 ~'A.g --2 W rc +w '

(39.5.)

gdjeje:

L=K!A - dinamicki modul reakcije tIa; W - teZina temeljnog sklopa; w - teiina vibrirajueeg tla ispod temelja; A - povrsina temeIja. Veoma tesko je odrediti masu vibrirqiueeg tla ispod temeIja (w) radi cega se danas viSe koriste eksperimentalne metode za odredivanje sopstvenih frekvencija tia, objekta, iii objekta i tla. Vibracije se izazivaju pomoeu dva ekscentricno postavljena diska, koja se obreu u suprotnim smjerovima i moguea je promjena njihovih brzina obrtaja. U cilju utvrdivanja sopstvenih frekvencija tla vee 1933. godine zapoceta su eksperimentalna ispitivanja koja su pokazala da ee kod vertikalnog udara na tIo ono u neposrednoj blizini vertikalno oscilirati. Na bazi obavijenih ispitivanja odredene su frekvencije raznih vrsta tia iz kojih se generalno moie zakljuciti da je kod vecih frekvencija veca i nosivost tla. Eksperimenti su pokazali da su pijesci ravnomjemog sastava najosjetljiviji na vibracije. Dobro granuliran i zasicen pijesak je usljed vibriranja jako izlozen slijeganju. Utvrdeno je da na zbijene gline vibracije prakticno nemaju uticaja (tabela 39.1.). 574

Temeljelye

Sl.39.3. Serna slobodnih vibracija: teret osionjen na opruge (a). teret sa dijelom tla ucestvuje u vibriranju (b).

U posIjednje vrijeme provode se ispitivanja frekvencija ne sarno tla vee i nasutih veIikih hidrotehnickih i drugih objekata, koje su neophodna kod projektovanja objekta na seizmicke sileo Dinamicki se optereeuju brane pomocu rotirajueih ekscentara, kod kojih se frekvencije i sile mogu mijenjati, a odgovor brane registruje se akcelerometrima. Zemljotresni institut "Kiril i Metodije" iz Skoplja obavio je ovakav opit sopstvenog vibriranja nasute brane Hidroelektrane Rama, u Kovacevu polju (Bosna i Hercegovina). Sopstvene frekvencije tla (Reynolds i Protopapadakis, 1965) Tabela 39.1.

Sopstvena frekvencija . f. (qiklJsek) .(VrijednostiizII\;erene upotrebomO!lcilatora) 1;83mtresetaiznad pijeska Restresit nesip sa sredn~omveli6jnompijeska Gusto zbijen nasip od pepeln,. . ... . Ousto·zbijen nesip ad ilovacest.6g pijeska Vlafuaglina .. Zbijen ravnoi11jei11i sredl\ie veli6ine pijesak RavncimjemikiUpan pijesak Gusto zbijen rieravnomjemi·pijesak ... zbijcriiSljunak Kre¢njak

12,5 19.2 21.3 21,7 23,8 24,1 26,2 26,7 28,1 30 34

.

Tvrdi jescar

Temeljel!je

Cvrstoca.na

10,5 16,0 19,0 27,0 32,5 43,5 49,0 49,0

575

39. Dinamicki optereceni temelji

XIII Specificne me/ode /emeljenja

39.3. APSORPCUA VIBRACIJA Izmedu mnogih metoda za apsorpciju vibracija je najednostavnija ona, koja masom temeljnog bloka umanjuje vibracije i apsorbuje ih samim armirano-betonskim blokom. Dugo je, kod temelja za masine, uzimana tezina bloka jednaka iii veea tezini masina. Ovo je prihvatljivo kod masina koje ne proizvode velike sile u debalansiranju. Medutim, u slucaju velikih udarnih cekiea, presa iIi velikih naizmjenicnih masina nije moguce vibracije apsorbovati temeljnim blokom. Takoder, veliki i teski temeljni blokovi su neprakticni, posebno ako je limitiran prostor. U ovome slucaju apsorpcija vibracija moze se izvesti posebnim naCinom montaie, gdje su ovi temeljni blokovi odvojeni i na posebnim amortizirajueim lezistima, kojimaje omogueen pristup. Tipovi antivibracija generalno ukljucuju slijedeee: a) Ploce od pluta i gumeni jastuci. Ovo odgovara za maSine koje ne proizvode sokove i velike amplitude u vibracijama i gdje intenzitet optereeenja na ploce i gumene tepihe nije velik, tako da materijal ne postaje tvrd pod pritiskom.

@

@

b) Umeci gumenih tepiha. Oni se projektuju za teze maSine kao sto su kompresori, snami cekiei, prese i generatori. Obicno su to gumene ploce sa gumenim ispupcenjima --ekserima sa obje strane ploce (s1.39.4.-a), koje se mogu opteretiti sa 36 kN/m2, a teze gumene ploce, tipa gumenih medusobno okomitih traka, mogu se opteretiti do 430 kN/m2 (s1.39.4.-b, Tomlinson i Boorman, 1995). c) Gumeno metalni sendvic (s1.39.4.-c). Koristi se za direktnu vezu izmedu masine i betona iIi metalne podloge. Sastoji se od razliCitih metalnih dijelova, kao sto su plate, ugaonice, podloge i s1. kojima se obavije gumeni biok. Ovakva podloga projektuje se za nosivost do 300 kN, pri frekvenciji od 2,8 Hz. Ovakve antivibracione instalacije ugradene su u peterospratni objekt (sI.39.4.-d), da bi se zastitio od buke podzemne zeljeznice i kostale su 5% od ukupne cijene objekta (Waller, 1966; Tomlinson i Boorman, 1995). d) Lisnate opruge. U prosiosti su koristene za udarne cekiee, kao sto je npr. bio cekie za izradu potkovica u Bileei, ali su danas zamijenjene gumenim umecima. Udarci teskih cekiea izazivaju znatne vibracije bioka nakovanja iIi baze gdje je montiran antivibracioni sistem. U ovome slucaju moguee je da ima potrebe izvesti amortizaciju i u horizontalnoj i/ili vertikalnoj poziciji izmedu nakovnja i baze iIi izmedu baze i okolne oblome konstrukcije unutar koje je smjesten nakovanj, odvojen od okolnog tIa. Ovi amortizeri su obicno hidraulicki, gdje pokreti klipa pritiseu ulje u cilindru kroz mali otvor. Energija se apsorbuje kompresijom i toplotom u ulju. Prakticno je da se ostavi dovoljan zracni i komunikacioni prostor izmedu temeljnog bloka teskog cekiea i oblozene jame u kojoj je smjesten ovaj biok.

39.4. SEIZMICKO OPTERECENJE TLA

SI.39.4. Tipovi gumenih antivibrirajuCih elemenata i njihova ugradnja: tip sa gumenim eavlima (a), gumena rebra (b), metalno - gumeni sendvie (c), gumeno - metalne opruge ugradene u peterospratnu zgradu ispod koje je podzemna ieljeznica (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdjeje: gumeni eavli poredani sa obje strane 0), gumena rebra pOJ'edana okomito }edno na drugo (2), postolje masine (3), spo} metalnih ploea (4), gumeni blok (5), temeljni blok (6), gumeni amortizeri (7), amliran- betonski nosaCi (8), zidovi podzemne ieljeznice (9). 576

Teme1jenje

Zemljotresi su jedna od manifestacija tektonske aktivnosti koja je prouzrokovana dubokim procesima u Zemljinoj kori. Postoji vise pretpostavki 0 njihovom nastajanju, a jedna od njih je da su ti procesi uslovljeni transformacijom velikih koliCina energije. Oni se na povrsini Zemlje manifestiraju u vidu mehanickih pokreta i pojave potresa. Mehanizam nastajanja potresa zasniva se na raskidanju kontinuiteta materije Zemljine kore i relativnom pomjeranju njenih dijelova. Mjesto na kome dolazi do raskida iIi smicanja nazivamo zaristem, ziZom ili hipocentrom zemljotresa. laCinu potresa u njegovom iaristu oznacavamo magnitudom M. Projekciju hipocentra na Zemljinu povrsinu nazivamo Temeljellje

577

Xlll Speci{icne metode lemeijenja 39. Dinamicki optereceni temelji

epicentrom. U zavisnosti od dubine Zarista h istoj magnitudi mogu pripasti razlieiti stupnjevi intenziteta potresa na povrsini Zeinlje 10 • Odnos izmedu magnitude M i stupnja intenziteta u epicentru To pri razlieitirn dubinarna Zarista moze se dobiti iz ernpirijske formule: 10 = 1,5M - 3,5 log h + 3. (39.6.) Seizmicki talasi nastaju oslobadanjern energije u zaristu, a oni se sire po cijeloj Zernljinoj kugli u obliku elasticnih talasa. Do povrsine Zemlje dospijevaju raznovrsni talasi koji se razlikuju po karakteristicnim osobinarna sirenja kroz razne vrste tla. Brzina sirenja ovih talasa na povrsini je razlicita j ovisi 0 vrsti tla. Kreeu se od 5,6 krnls kod granita do 0,3 kmls kod nasutih materijala. Razlikuju se poduzni, poprecni i povrsinski seizmicki talasi. Vibraciona kretanja tla registruju se pornoeu seizmografa, a ubrzanja ovih kretanja pornoeu akcelerografa, kao i drugim instrumentima kojima se mjere uglovi nagiba i drugi podaci. . Seizmicke skate prirnjenjuju se za odredivanje intenziteta zernljotresa. Skale poretkom postupne gradacije opisuju po stepenima pojave koje se desavaju na Zemlji kao pornjeral1je predmeta, osteeenja iIi rusenja objekta od raznih materijala, trajne deformacije tla, prornjene rezirna vode, pomjeranja i otvaranja pukotina na povrsinskim slojevirna zernlje, ponasanja Ijudi i zivotinja itd. Postoji vise vrsta skala, a najvise se koristi MCS-Mercalli-Cancani Sieberg (MerkaliKankani-Ziberg) sa 12 stepeni, koja prema pojavama na Zernlji definira stepene. Preporueuje se i podjela potresa prerna velieini magnitude M sa pokazateljima intenziteta sile zernljotresa od 0 do 8,5 (Rihterova skala). Snaga iii jaeina zernljotresa razvrstana je u pet grupa, koje su povezane korelacijom sa stepenima MercalIijeve skale. Inzenjersko-geoloske hidrogeoloske i tektonske osobine podrueja namijenjenog izgradnji predstavljaju osnov za definisanje stepena opasnosti od zemljotresa. .. Po~edi.~irn p:-avilnicirna obieno su ustanovljene seizmieke oblasti i stepen nJlhove selzmlcnostl. Medutim, za pojedina rnjesta iii za velika gradilista provodi se seizmieka mikrorejonizacija kojom se, u odnosu na osobine tla, mogu poveeati iii smanjiti historijski dobiveni stepeni seizmienosti. . Medvedev je brojnim primjerima kvantitativno ocijenio uticaj vrste tla i mvoa podzernne vode na osnovni stepen seizmienosti, tako da je dobio ukupni prirast seizrnienosti (N) koji se dodaje osnovnorn stepenu intenziteta:

>-

ako je nivo podzernne vode od povrsine tla manji od 10,0 m, posebno kod pjeskovito-glinovitih, a rnanje u sljuneanim materijalima; >- na nagnutim i rucevitim povrsinama. Intenzitet oscilacija na povrsini terena pri prelasku iz evrstih stijena u gornju rastresitu zonu zavisi od fiziekih osobina i jedne i druge zone, a i 0 debljini rastresitog pokrivaea. Debele naslage krupnog i homogenog sljunka apsorbuju seizmieke valove, te je intenzitet potresa na povrsini manji. Moene naslage sJjunka (100 rn) otpornije su na zemljotrese nego stjenovito tlo. Medutim, intenzitet potresa na povrsini raste, ako je ta debljina neznatna (4-5 m). Pomjeranja tia koja se desavaju prilikom zernljotresa, odnosno usljed seizrnickih optereeenja, tesko se mogu matematski definisati. Prije je rnnogo upotrebljavana staticka teorija koju je razradio japanski nauenik Omori, dok se danas vise koriste dinamieke metode pro rae una. Prema statiekoj teoriji inercijalna sila, koja nastaje u rna kom elernentu konstrukcije, bit ee jednaka proizvodu njegove mase (rn) i ubrzanja (a), 1j:

S

= m· a, a m = Q ,

pri eemu je: Q - tezina konstrukcije; g - ubrzanje sile teze;

Kc

=~ g

koeficijent seizrnicnosti, te je seizmieka sila: (39.9.)

Dinamicke metode proraeuna zasnovane su na vibriranju sistema sa jednim, dva iii vise stepena siobode, usIjed pomjeranja temeIja i tla ispod njega. Svi objekti koji se grade u oblastima iziozenirn zemljotresu moraju se racunati na seizmieka optereeenja. Kod izvjesnih objekata moraju se pored seizrnickih sila uzeti i seizmieki pritisci vode iii tla. Kod aktivnog i pasivnog otpora tia velicinu seizrniekog pritiska rastresitog tia mozerno odrediti prerna obrascu (Korcinski, 1964):

aqc

= (1 + 2Kctg({J )Pa,

=

Ii 10 + N (39.7.) Na osnovu razradenih serna vrste t1a i nivoa podzemne vode moze se zakljuciti da do poveeanja stepena seizrnienosti dolazi: >- sa porastom nivoa podzemne vode, kod pjeskovitih glina; >- kod prelaza sa stjenovitog t1a na glinovita, pjeskovita, nasuta i rucevita tla; 578

Temeije1lje

(39.8.)

g

pri eemuje: Pa i Pp -

}

(39.10.)

aktivni odnosno pasivni pritisak tla, bez uraeunatog seizrniekog djelovanja; Temeljenje

579

XlII Specijicne metode teme!Jenja

39. Dinamicki oplereceni temelji

Kc -

koeficijent seizmicnosti, ovisan 0 stepenu seizmicnosti podrucja; cP ugao unutarnjeg trenja tla. Koeficijent seizmickog aktivnog pritiska tla moze se odrediti i iz formule (Dembicki, 1982): (39.11.) gdje je:

ka = ; - koeficijent seizmicnosti, u kojemje j-seizmicko ubrzanje,

Krajem 1988. godine Savezni zavod za standardizaciju (1987) propisao je: "Pravilnik 0 tehllickim normativima za projektovallje i proracull illzenjerskih objekata u seizmickim podrucjima", koji je jos bio u nacrtu i iz kojeg se prezentiraju lleki dijelovi, sto se odnose na potporne zidove i opcellito temeIje nekih objekata. Neki elementi u ovome nacrtu Pravilnika, koji je savremen, razIikuju se od onih u Propisima za aseizmicko gradenje. Prema ovome nacrtu Pravilnika svi se objekti svrstavaju u dvije kategorije (tabela 39.2.) Kategorija tla odreduje se prema tabeli 39.3., na OSllOVU geotehnickih ispitivallja terena, inzenjersko-geoloskih i hidrogeoloskih podataka, geofizickih i drugih ispitivanja.

g - Zemljino ubrzanje,

m == aretg k a .

Kategorija tla

Kategorizacija inienjerskih objekata

Energetski objekti instalisane snage preko 150 MW; visoke brane (svih tipova po konstrukciji i materijalu); industrijski dimnjaci visine H~120 m; rashladni tornjevi visine ~80 m; vodotornjevi i drugi rezervoari kapaciteta Qv~OOO m3; mostovi i vijadukti raspona 1250 m, iIi vi sine stupova ~O m; nasipi saobracajnica visine ~O m; potporni zidovi visine H~O m; objekti slozenih konstrukcionih siste~a (sl~ze~e konstrukcije, odnosno slozeni uslovi temeljenja); kao ,I drug) obJekt~ od eije ispravnosti zavisi funkcionisanje drugih tehlllcko-tehnolosk)h sistema ciji poremecaji mogu izazvati katastrofalne os!' edice, odnosno nani' eti velike materi .alne stete, Brane (svih tipova po konstrukciji i materijalu) koje ne spadaju u kategoriju visokih brana: energetski objekti instalisane snage manje o~ 150 MW; industrijski dimnjaci visine H<120 m; rashladni tornjevi Vlsme H<80 m; vodotornjevi i drugi rezervoari kapaciteta Q,<2000 m\ n:O,stovi i vijadukti raspona L<50 m iii visine stupova H<30 m; naSlP! ) potporni z~d?vi koji nisu svrstani u pretlIodnoj kategoriji, tuneh na saobracaJlllcama, hidrotehnicki tuneii, cjevovodi, kanali pumpne stanice, instalacije vodovoda i kanalizacije; silosi. i bunkeri' hladnjace; industrijske peci; PTT i RTV antene; dalekovodni stupovi~ ob~lo~tvrde vodotokova i pristanista, kao i drugi inzenjerski objekti ko 1 msu svrstani u retlIodno' kate ori'i. , Aktivni pritisak se odreduje prema datim formulama, sarno se umjesto KA UZlma aKS' 580 ----------------------------~Te-m-e7.lj-en~~-------------------------

Stjenovita i polustjenovita tla (kristalaste stijene, skriljci. karbonatne stijene, kreenjak, laporac, dobro cementirani konglomerati i slieno). Dobro zbijena i tvrda tla debljine manje od 60 m, od stabilnih naslaga ~ljunka, pijeska tvrde gline iznad cvrste geololike formacije, gdje je mfs,

39.4.1. SEIZMICKI PRORACUN METODOM SPEKTRALNE ANALIZE Seizmicki proracun konstrukcije provodi se metodom spektralne analize

iii metodom dinamicke analize. VeliCina projektnih seizmickih sila metodom spektralne analize izracunava se iz izraza: (39,12,)

... gdJ'e J'e,"

Ks = ' ,vkog III ' t enZI'teta; -- Xmax - koefi" cIJent selzmlC Temeljenje

581

39. Dinamicki optereceni femelji

XIII Specijicne metode teme!ienja

Xmax

(g) -

maksimalno ubrzanje tla na terenu objekta za djelovanje

za: O
projektovanog zemljotresa za pojavu jedan put u 100 god. (Z\) i jedan put u 1000 god. (Zz), izraieno u dijelovima Zemljinog ubrzanja - gravitacije (g); Ako za lokaciju ne postoje detaljna proucavanja seizmicnosti, onda se

::::l+[a(Ars) ~ -l]~ ; 2

(39.13.)

za: To
za: Ti>Ts: f3i:=:: a(ATi

Xmax usvaja na osnovu seizmoloske karte iz tabele 39.4.

t3"·

U

Parametar a i periodi Toi Ts, zavise od kategorije tla i date su u tabeli 39.6. Maksimalno ubrzanje tia Parametar a, To i Ts

f.1 p - faktor duktilnosti konstrukije tabela 39.5.

A'If -

Koeficijent prigusenja (A), redukcije (lfI) i duktilnosti ( f.1 p

f.1 p

)

4.00

5,00

4,00

5,00

3,00

4,00

2,50

3,00

2,00

2,50

f3i - koeficijent dinamicnosti, koji se proracunava iz speIctralnih krivi koeficijenata dinamicnosti iz dijagrama u Pravilniku iii iz izraza:

-

koeficijent prigusenja; koeficijent redukcije; i faktor duktilnosti, ovisi

0

tipu konstrukcije i ugradenih materijala

(tabela 39-5.); koeficijent ovisan od oblika sopstvenih oscilacija konstrukcije, te se za svaki pojedini oblik oscilovanja (i :=:: 1,2,3.) komponentalne vrijednosti (l1ik) odreduju iz izraza koji ovise da Ii je tro, dvo iIi jednodimenzionalan problem (vidjeti Pravilnik). Naprimjer, za dvodimenzionalan problem bio bi izraz: 0::::1,2); Uikx*O; Uikz*O; Uiky::::O; (Xikj*O.

(39.14.)

gdje je: D ikj -projekcija normalizovanog vektora (Dik ) "i" tog tona oscilovanja u tacki "k" na tri ortogonalne koordinate ose x, z i y, 0:::: 1,2,3);

Do vektor seizmickog djelovanja koji djeluje u proizvoljnom pravcu; cos(ai~i)= cos (Uikj, 0 0) - kosinus ugla izmedu vektora seizmickog dje10vanja COo) i projekcije normalizovanog vektora

582

Temelje,ye

Teme/jenje

""j " -

tog tona 583

39. Dinamicki oplereceni temelji

XIII Spec![u'!ne melode lemeljenja

GK

-

oscilovanja u tacki k (U ikj ), j=1,2,3 (odnosno dvodimenzionalan problem) u tri ortogonalna pravca; tezina konstrukcije.

j=1,2

za

h' =~.15+8tgf3.h. a 12 3+2tg{3

Dinamicke analize vrse se radi utvraivanja ponasanja konstrukcije objekta uelasticnom i neelasticnom podrucju rada za vremenske historije ubrzanja tla ocekivanih zemljotresa na lokaciji objekta (vidjeti Pravilnik).

.

(39.17.)

M =21+16tg{3.K . . .. h31 a 48 s If! Y <.

1

(39.18.)

•

39.4.2. AKTlVNI I PASIVNI SEIZMICKI PRITISAK TLA Kod proracuna seizmicke stabilnosti inzenjerskih objekata koji ograauju (pregraauju) neku sredinu ispunjenu vodom iIi drugim fluidom, iii se nalaze u takvoj sredini (brane, zidovi rezervoara, kejski zidovi, pristanisni objekti, stupovi mostova u vodi i drugi hidrotehnicki objekti), pored inercijalnih seizmickih sila treba uzeti u obzir i dopunski hidrodinamicki pritisak (sisanje) fluida koji se superponira sa hidrostatickim pritiskom. Ovo poglavlje obraaeno je u navedenom Pravilniku. Kod proracuna seizmicke stabilnosti inzenjerskih objekata koji su djelomicno iii potpuno ukopani u tIo (potpomi zidovi, pristanisni objekti, tuneli i drugi podzemni objekti), pored seizmickih inercijalnih sila od sopstvene tezine objekta, mora se uzeti u obzir i dopunski, aktivni iii pasivni seizmicki pritisak tla. Vektor seizmickog ubrzanja sistema "objekat - osnova " irna horizontalan pravac, pri odredivanju seizmickog pritiska tla za objekte tipa potpomih zidova, a vertikalan pravac pri odredivanju seizmickog pritiska tIa za krovnu konstrukciju podzemnih objekata. Opcenito, seizmicki aktivni pritisak tla na objekte moze biti za sIucaj (i) kada nije nastupilo i (ii) kada je nastupilo stanje granicne ranoteze, ij. kada su nastupile elasticne, odnosno plasticne deformacije t1a. Seizmicki pasivni pritisak tla u sistemu objekat-osnova moze nastupiti sarno u stanju granicne ravnoteze, odnosno stanju plasticnih deformacija. 1)

Aktivni seizmicki pritisak tla za slucaj elasticnih deformacija nastaje prije stanja granicne ravnoteze i dobije se prema Pravilniku (1988), iz izraza (51.39.5.):

(39.15.)

gdje je: a

-

y(m) h (m)-

fW)3

yz(kg/m

) -

Pa(y)(kPa)Pa (kN/m)(m) -

h;

indeks koji oznacava seizmicki pritisak; geometrijska koordinata (sl. 39.5.); ukupna visina nasipa terena neposredno iza potpomog zida; ugao nagiba terena iza zida; zapreminska masa tla; intenzitet aktivnog seizmickog pritiska na posmatranom nivou nasipa (y); rezultanta aktivnog seizmickog pritiska; krak (poloZaj) rezultante u odnosu na osu x:

Ma (kNmlm)- napadni moment savijanja u najnizem presjeku potpomog R(y,l3) -

zida (nivo y = h); bezdimenzionalna funkcija koja je definisana slijedecim izrazom (tabela 39.7.):

Y) +~ ()2 ~

R(y,{3)=l+tg{3- !+tg{3 A~

(

_52 (

Y h

)3 ,

(39.20.)

koeficijent redukcije \jf=o,75 (tabela 39.5.). Na ovaj nacin odreden seizmicki pritisak sarno je dio ukupnog aktivnog pritiska, koji je posljedica seizmickog djelovanja, te je kod kontrole stabilnosti potrebno dodati uticaj djelovanja aktivnog statickog pritiska tla na potpornu konstrukciju. \jf-

(39.16.)

584

--------------------------~~~el-ne~lj-el~ye-------------------------585

Temeljenje

39. Dinamicki optereceni temelji ){flJ Speci/icne metode temeljenjo

@

(39.23.)

®

x

Vektor selznll(;kog ·..w dje.tovonja y~

.c:

SI.39.5. Potporni zid (a), sa dijagramom aktivnog seizmickog pritiska (b). BezdimenzionalnaJunkcija R(y,fJ) y

~eizmickog 0,00:0,10 0;20 0,30 ; 0,40

0,50 0,60

O:7Q ··0,80 0,90 1,00

1,0000 0.9450 0,9200 0,9100 0,9000 0,8750 0,8200 0,7200 0,5600 03250 0,0000

1,1763 1,1037 1,0611 1,0334 1,0058 0,9632 0,8905 0,7729 0,5953 0,3426 0,0000

1,2679 1,1862 1,1344 1,0976 1,0608 1,0090 0,9272 0,8004 0,6136 0,3518 0,0000

1,3640 1,2726 1,2112 1.I648 1,1184 1,0570 0,9656 0,8292 0,6328 0,3614 0,0000

1,4663 1,3647 1,2930 1.2364 1,1798 1,l082 1,0065 0,8599 0,6533 0,3716 0,0000

1,5774 1,4646 1,3819 1,3141 1,2464 1,1637 1,0509 0,8932 0,6755 0,3827 0,0000

SI.39.6. 1,8450 1,7200 1,6100 1,5000 1,3750 1,2200 1,0200 0,7600 0,4250 0,0000

Kod potpornih konstrukcija, kada je nastupilo granicno stanje ravnoteze i plasticne deformacije u tIu, aktivni pritisak tla izraiava se kao ukupni pritisak tla nastao u toku djelovanja zemljotresa, lntenzitet aktivnog seizmickog pritiska tla CPa) i rezultante aktivnog seizmickog pritiska tJa (Pa), koji djeluje na dubini (h) odreduje se, prema Pravilniku (1988), iz slijedecih izraza (sI.39,6,).

Ukupni aktivni pritisak tla na zid (a) sa dijagramom opterecenja (b), djeiovanja zemljotresa.

gdje je: 2

pa (kN/m

(39.21.)

U

loku

intenzitet ukupnog aktivnog seizmickog pritiska t1a na dubini (h); sumarna sila (rezultanta) ukupnog aktivnog seizmickog pritiska tla za dubinu (h); koeficijent ukupnog aktivnog seizmickog pritiska tla, definisan slijedecim izrazom:

)-

Pa(kN/m) -

Ca -

2)

Ipo =Yzh.Cal

djelovonjo

coi'(-a-8)

coSlcm'> acos{:l +8 +

~l +

sir{+8)sir{- fJ-e

(39,24.) 2

co{a _ tl)COS(H 8 +8) ]

Medutim, prethodni obrazac za koeficijent (C a ) ne moze se koristiti kada je (a+8 +8)2:90°.

(39.22.)

__________________~~==-----------------587 586

Teme(iellje Temeljellje

Xill Specificne metode temeljenja 39. Dinamicki optereceni temelji

Isto tako, kada je (<'P - f3 (Ca ) uzima daje: (<'P - f3 -0)= O.

0) < 0,

onda se pri odredivanju koeficijenta

Y z (kglm3 ) -

zaprerninska masa tla iza potpornog zida;

hem) -

dubina tla od gomje ivice zida do nivoa za koji se odreauje ukupni aktivni seizmicki pritisak; poloZaj surname sile (rezultante) Pa u odnosu na gornju ivicu zida; ugao nagiba povrsine zida uz tlo (nasip) u odnosu na vertikalu; ugao nagiba terena (nasipa) iza zida u odnosu na horizontalu; ugao unutrasnjeg trenja tla (nasipa) iza zida; ugao trenja izmedu tla (nasipa) i povrsine zida;

h; (m) -

<1>(0) 0(°) -

1

8 =-$ 2

iii

Pp(kN/m)-

@

2

8 =-$. 3

o.

3) Pasivni pritisak tla odreauje se sarno za slucaj karla je nastupilo stanje granicne ravnoteie i plasticnih deformacija tla. Ovako izracunat pasivni pritisak tla predstavlja ukupni pasivni pritisak t1a u toku djelovanja zernljotresa (sI.39.7.). Intenzitet pasivnog seizmickog pritiska tla (pp), kao i sumarna sila (rezultanta) ukupnog pasivnog seizmickog pritiska tla CPp), na dubini Ch), odreduje se iz izraza:

Pp =yzh,Cpl·

(39.26.)

1 2 Pp =-yh·C 2 z p'

(39.27.)

2 h'p =-h'

3 '

hitp =h-h'p =!h 3 .

gdjeje:

588

(39.28.)

...

) -

intenzitet pasivnog seizmickog pritiska na dubini (h); Temeljenje

..

Vektor Y seizmickog djelovanja

SI.39.7. Ukupni pasivni pritisak tla na zid (a), sa dijagramom optereeenja (b), u toku djelovanja zemljotresa.

co~(<'P+a-O) sin(+o)sin(<'P+ f3-(})] cosOcoi acostx-o -0)[ 1- co~a- f3)costx- o -(})

2'

(39.29.)

Medutim, prethodni izraz za koeficijent (Cp) ne moze se koristiti kada je: (<'P + f3 - 0) < 0, odnosno kada je: 0 > (<'P + f3).

Y z (kg/m3) -

zaprerninska masa tla (nasipa) iza potpornog zida;

hem) -

dubina tla (nasipa) od gornje ivice zida do nivoa za koji se odreduje ukupni pasivni seizmicki pritisak; poJozaj surname sile (rezultante) Pp u odnosu na gornju

h~ (m) -

2

@ x

Na slici 39.6 strelice oznacavaju pozitivan sl11ier uglova a, f3 i 8(°) ugao ciji je tangens jednak vrijednosti (k,\jf): 8=arc[tg(k,\jf)], (39.25.) Kskoeficijent seizmickog intenziteta za horizontalan pravac Gedn.39.12.) \jf koeficijent redukcije =0,75 (tabela 39.5.).

pp(kN/m

sumarna sila (rezultanta) ukupnog pasivnog seizmickog pritiska tla za dubinu (h); koeficijent ukupnog pasivnog seizmickog pritiska tla, definisan slijedecim izrazom:

ivicu zida; --------------------------~~~el~lle~lj~el~ye~-----------------------589

40. Savremene metode izrade podzemllih kOllstrukrija X111 Specijlclle me/ode temeljellja

ugao nagiba povrsine zida uz nasip u odnosu na vertikaIu; ugao nagiba terena (nasipa) iza zida u odnosu na horizontalu; ugao unutrasnjeg trenja tla (nasipa) iza zida; ugao trenja izmedu tla (nasipa) i povrsine zida:

1 2

8 =-<1>

iIi

2 3

8 =-<1>.

40.1. OPCENITO 0 PODZEMNIM KONSTRUKCIJAMA

Na slici 39.7. streIice oznacavaju pozitivan smjer uglova a, /3 i S. EW) - ugao ciji je tangens jednak vrijednosti (K;\jf): = arc[tg{K, ·lfI)); (39.30.) Ks - koeficij ent seizmickog intenziteta za horizontaIan pravac (j edn. 39.I 2.) \fI- koeficijent redukcije 'l/=0,75 (tabela 39.5.). Ako postoji mogucnost pojave podzemne vode u nasipu iza potpomog zida, mora se uzeti u obzir uticaj podzemne vode pri izracunavanju seizmicnog inercijalnog pritiska tla. Prisustvo podzemne vode u porama nasipa iza potpomog zida utjece na povecanje seizmickog aktivnog i pasivnog pritiska tla. Izracunavanje zapreminske mase vodom zasicenog tla vrsi se prema izrazu:

e

,

n

r z = r z + 100 r w' gdje je:

r z (kg/m3)_ n-

r w (kglm3)_

r:

(kg/m3)-

590

zapreminska masa suhog tIa; poroznost tIa u procentima (%); specificna masa podzemne vode; zapreminska masa vodom zasicenog t1a.

TemeJjellje

40. SA VREMENE METODE IZRADE PODZEMNIH KONSTRUKCUA

(39.31.)

PosIjednjih pedeset godina nastupila je prava revoIucija u izvodenju dubokog temeIjenja, dubokih gradevinskih jama i opcenito u izvodenju raznih podzemnih konstrukcija j ojacanja tla sa povrsine terena. Prvobitnu je znacajnu uIogu odigrao razvoj busenih sipova, pojedinacno nosivih iIi izvedenih u vidu nosivog i/ili vodonepropusnog ekrana od zasjecenih iii na dodir izvedenih betonskih iii Ii armirano-betonskih sipova (vidjeti tacku 30.2.4.). _Nedugo zatim pojavile su se vodonepropusne i nosive kontinulne betonske iIi armirano-betonske dijafragme. Upotreba dijafragmi posebno je napredovala upotrebom bentonitske isplake i razvojem sve savrsenijih strojeva za iskop tla. Ova nova tehnika iskopa bez razupiranja razvijena je na bazi iskustava stecenih kod dubokih busenja. Poznato je da se busotine velikog promjera i velikih dubina mogu izvesti u sipkim materijalima bez zacjevljenja, ako je busotina ispunjena staluo vodom iIi glinenom suspenzijom. Kasnije je ovo iskustvo primijenjeno i za iskop dubokih usjeka istom tehnikom busenja, sto je pokazalo da se vertikalne stijenke iskopa mogu odrZati u stanju ravnoteze sarno primjenom hidrostatskog natpritiska bentonitske suspenzije (vidjeti tacku 33.1.5.,36.7. i 36.8.). Razvitkom raznih vrsti ankerisanja omoguceno je izvodenje vrlo dubokih i prostranih gradevinskih jama bez razupiranja tako da su se potpuno nesmetano i visokomehanizovano mogli izvoditi objekti pod ovom sigumom zastitom (33.1.6, 38.). Razvojem grane injektiranja (vidjeti tacku 24.6. i 33.1.7.) omoguceno je kotvijenje velikih vlacnih sila kod dubokih ankera u rastresitom materijalu. Posljednjih deset godina razvijena je nova metoda injektiranja pomoeu visokog vodnog pritiska iii metoda "m1aznog injektiranja" (Jet Grouting - Diet grouting), kao zamjena tradicionalnoj metodi konsolidacionog injektiranja. Poboljsanje zbijenosti pojedinih vrsta rahlog tla pomocu vibroflotacionog procesa poznato je od davnina. Danas su, medutim, usavrseni mocni strojevi i metode koje omogucuju brzo sabijanje tla, sa vecom zonom djelovanja. U prethodnim poglavljima obraziozene su metode izrade podzemnih konstrukcija i poboljsanja tIa: (i) zamrzavanjem, (ii) elektroosmozom, (iii) injektiranjem (iv) sipovima i (v) dijafragmom, a ovdje se prezentiraju njihove novije savremene varijacije. Temeljellje

591

40. Savremelle metode izrade podzemllili kOllstrukcija

XIII Specificne metode teme{jenja

40.2. KONTINUALNE DUAFRAGME Izrada i proracun kontinuaine dijafragme sa klasicnom grabilicom za iskop vee su opisani u prethodnim poglavljima. Taj klasican iskop (i betoniranje) prikazan je na slid 40.1. radi usporedbe sa savremenim iskopom pomoeu univerzalnog hidraulickog rezaca (frezera), za sve vrste tia (sI.40.2.).

®

©

@

SI.40.I. Sema iskopa klasicnom grajferkom i betoniranja kontinualne dijafragme: organizaciona sema izvoaenja parnih i neparnih lamela (a), grajferka za iskop (b), gdje je: bager sa grajferkom za iskop (1), autocisterna za suspenziju (2), granicne cijevi (3), kontraktor cijev (4), automjeSalica za beton (5), izbetonirana neparna lamela (6), spojnica na mjestu granicne cijevi (7), iskopana parna lamela ispunjena bentonitskom suspenzijom (8).

Osnovni princip iskopa dijafragme pomoeu hidraulickog rezaca je reverzibilni naCin rezanja (drobljenja) tla i stijenskog masiva uz pomoe bentonitske suspenzije (isplake), koja u zatvorenom krugu cirkulira od mjesta iskopa do stanice za regeneraciju i natrag. Prj ovome bentonitska suspenzija nosi sa sobom, kroz cjevovod <1>200 mID, izbuseni materijal do stanice za regeneraciju, gdje se preCiseava j vraea ponovno na mjesto iskopa u uvodnicu. Cirkulacija se ostvaruje sistemom snamih pumpi koje se obicno nalaze na udaljenosti maksimum 300,0 m od mjesta rada.

592

Tem{!ijenje

SI.40.2. Tehnologtia iskopa dijafragme na HE Mostar: hidraulicki rezac sa vodilicom i bagerom (a), stanica za pripremu, proCiscavanje i regeneraciju bentonitske suspenzije (b), hidrorezac u radu (c), g4Je je: hidraulicki rezac sa vodilicom (1), hidraulicki bager 265 kW (2), pogonski tockovi (3), hidraulicka pumpa unutar tijela rezaca (4), vodilica (5), sita (6), bazen sa isplakom (7), lnjesaCi za suspenziju

(8), pumpa (9), cjevovod l/1200 mm (10), dijafragma - parna 3,10-8,0 m, a neparna 3,10 m (ll), (Kapic, Simnic, 1986). Temeljenje

593

XUl Specificne me/ode temeljenja

40. Savrelllelle lilli/fide izrade podzelllllih kOllstrukcija

U sklopu staniee za pripremu proelseavanje i regeneraeiju nalaze se i mikseri za pripremu bentonitske suspenzije, bazeni za rezervnu suspenziju, sita za grubo i hidroeikloni za fino prociseavanje suspenzije. Ovako preciseenoj suspenziji dodaje se nova svjeza suspenzija i tako regenirana transportuje u bazene, a odatle eijevima 200 mm vraea u uvodnieu na mjesto iskopa. Ovakav hidraulicki re~ac koristio se za izradu dijafragme na Hidroelektrani Mostar (Kapie i Simnie, 1986.), predviden za dubine do 100,0 m. Ovim rezacem izvodeni su dijelovi dijafragme na Hidroelektrani dubine do 55,0 m, u konglomeratima, sa prosjecnim ucinkom od 8,0 m2/h. Hidraulicki rezac tipa HIDRO MILL K 3 L (sI.40.2.) konstruisan je za tvrde i srednje tvrde stijene, a na ovoj Hidroelektrani bio je pogodan za rad u cvrstim konglomeratima i aluvijumu sa samcima. Rezac je pogonjen sa dva snaina hidraulicka motora, sto pomoeu lanca pokreeu dva para tockova, koja na sebi imaju zube sa ugradenim vidija (widia) uloscima. U tijelu rezaca smjestene su dvije hidraulicke pumpe, kapaciteta 13 m3/min, koje su transportovale zdrobljeni materijaI i isplaku u stanieu za preCiseavanje. Duzina hidraulickog rezacaje 3,10 m, a sirina iskopa 0,62 m, a ona se moze povecati do 1,20 m. Iznad rezaca je vodiliea, visine 11,0 m: koja osigurava vertikalnost dijafragme. Ukupna tezina rezaca i vodiliee je 24 tone. Hidraulicki bager (C 90) teZak je 100 t i prilagoden je za rad sa hidraulickim rezacem, ali i po potrebi i za ostale prikljucne alatke. Staniea za pripremu, prociseavanje i regeneraciju bentonitske suspenzije je najvainija u sistemu iskopa vertikalnog sIiea (s1.40.2.-b). Isplaka sa iskopnim materijalom doprema se ejevovodom <1>200 mm na dvostruko vibrirajuca sita, a na taj nacin se odvoji oko 80% iskopnog materijala iz suspenzije. Preostali fini materijal odvoji se pomoeu dva hidroeiklona eentrifugiranjem. Ovako preciscenoj isplaki dodaje se u rezervoar dodatna nova bentonitska suspenzija radi njenog regeneriranja. Sve faze u stanici obavljaju se automatski i sinhronizovano pomocu sistema pumpi ukupne snage 226 kW.

Opiti su pokazali da se ovom metodom dobiju zavjese debljine 12-15 em u pjeskovitom tlu, cvrstoce od 0,05 do 0,50 MPa. U sadasnje vrijeme primjenjuje se do dubine 20,0 m, a pojedini autori ukazuju na mogucnost njene primjene i do 45,0 m (Adamovic, 1980). Ovisno 0 sastavu injekcione smjese i vrsti tla, cvrstoca zainjektiranog tla krece se do 15,0 MPa, a koefieijent filtraeije ostvaruje se od 10-7 do lO-8 cm/s. Tehnologija izrade ovog tipa tanke zavjese sastoji se u izradi busotina dijametra obicno 112 mm, na rastojanjima 1,0-1,8 m, sto ovisi 0 vrsti tla, koje se pune bentonitskom suspenzijom. U njih se spusta monitor koji se sastoji od tri mlaznice, a one na kraju imaju horizontalan zavrsetak (s1.40.3.). Dvije mlazniee sluze za dovod vode i zraka, a one obrazuje vodno-vazdusnu struju, koja pod velikim pritiskom razrahljuje tlo. Preko treee mlaznice, nize za 17 em od prethodne dvije, injektira se predvidenim injekcionim smjesama. Isprani materijal i bentonitska suspenzija biva potisnuta preko susjedne busotine u uvodni lanaI. Neki primjeri izvedenih zavjesa ukazuju da se utrosak injekcione smjese krece od 150 do 190 lImin. Ovom metodom je u 1973. godini izvedeno u Japanu preko 20.000 m2 zavjesa na raznim objektima.

/el

POSTROJENJE

SPU~lA.NJE MONlTORA

BU5A.CA

lZVOOENJE:

.£l,

ZA~'

POKRETN! KOMPRE50 PlUNZEk i"UMP/\

&ARNlTuRA. - <

----.."

if:

liENtON tTSKA" : SliSPENlull. ' BENTONI1SKA

~

suSPENZiJA.-

~-.-

ISKOPAN'

R'.;+'A 2A

U8AC VAN)C

11QN'_lllF"<\'

HIORAUI,.Il:KI

40.3. INJEKTIRANJE POMOCU VISOKOG VODNOG PRITISKA .. Posljednjih godina u svijetu se primjenjuje nova metoda za konsolidaciju tla I lzradu tankjh zavjesa u pjeskovitom tlu, sto zavreduje painju. U osnovi ova metoda sastoji se u kombinovanom postupku rezanja tla pod visokim pritiskom (40,0-60,0 MPa) i injektiranja eementnim iii eemenlno-glineno-bentonitskim smjesam~ (J~t Gr~uting-Dzet grouting - mlazno injektiranje). Ovaj prineip izrade vodozaptlvmh zavJesa prvi put je primijenjen i patentiran u Japanu.

MONITOR I uHe

j-=--'

I -;

SI.40.3. Princip izrade tanke zavjese metodom injektiranja pomocu visokog pritiska, po Jazama: busenje (a), postavijanje monitora (b) i rastresanje fla sa injektiranjcm (c), (Selimovic, 1985).

Osim navedene metode izrade tankih zavjesa u nevezanom tlu u razvoju je ojacavanje tla u obliku sipa veceg dijametra, pomocu visokog vodno-zracnog pritiska (Yahiro, Japan).

594----------------------~~~-----------------­

Temeijenje

Temeljellje

595

40. Savremelle metode izrade podzelllllih kollstrukcija

Xlll Specificne metode temeljenja

Ovaj metod izrade slpa stupno-rotirajucim mlazom zasnovan je na slijedecem postupku: prvo se izbusi probna busotina promjera izmedu 150 i 200 mm, a zatim se kranom spusta monitor sa mlaznicama, dok ne dodime dno busotine. Na kraju se tri mlaznice aktiviraju i zarotiraju i istovremeno povlace prema gore, ranije regulisanom brzinom. Rezultat ove operacije je kruini sip koji moze da bude i do 3,0 m promjera (sI.40.4.). Efikasnost rada pomocu mlaza visokog pritiska umnogome ovisi 0 konstrukciji mlaznica. Radi toga se njihovom obliku i razvoju pridaje posebna pafuja.

Vibroflotacija se za sabijanje tla koristi od 1930. godine (Braja, 1995), a JOs Je i danas aktuelna kod tanjih slojeva rastresitog granulamog t1a. Za ovaj proces koristi se vibrator (vibroflot), duzine oko 2,0 m, koji je ucvrscen na cijev, kojom se operise sa posebnog samohodnog krana (sI.40.5.). Vibracioni uredaj ima unutar sebe ekscentricni teret kojim se izaziva centrifugalna sila. Na vrhu i dnu postoje mlaznice za izlaz vode pod pritiskom, kojima se naizmjenicno razrahljuje tlo i sabija ubaceni granulirani materijal.

CD

@

®

40.4. SABIJANJE TLA VIBROFLOTACIJOM

TROSTRUKA ISPIRNA GLJlIIA(VODA,ZRAK, \SMJESA)

i

J

TROSTRUKA CIJEV KANAL

1:~ I

p'150mm

:

SLATO

i

~ ~

VODA I ZRAK

INJEKClONA SMJESA

~I/~"'I

o

S1.40A. Sema ojacanja tla u vidu sipa me/odom stupnog mlaza, po Jazama: pocetak busenja (a), kraj busenja (b), injektiranje stupa rotiranjem (c), (Selimovic, 1985).

U svijetu su stecena znacajna iskustva u izradi tankih zavjesa i sipova metodom hidraulickog mlaza pod velikim pritiskom. U Japanu je iskustvo pokazalo da se cvrstoce ojacanog tla mogu ostvariti izmedu 3 i 15 MP-a kod zmastog tla i od 1,0 do 5,0 MP kod tla sa kohezijom. Radi povecanja mehanickih osobina ocvrslog tla smjesama se dod~u ponekad j celicna vlakna iii drugi hemijski aditivi. 0 tehnologiji mlaznog rezanja tla j busenja odrian je i prvi medunarodni simpozij (V.Britanija, 1972), na kojem su dati i neki teoretski aspekti primjene ove nove metode u oblasti izgradnje hidrotehnickih objekata. Ovom metodom vdi se konsolidacija tla, posebno kod izrade kotvenog dijela ankera, kada se oprema moze koristiti i u kosom poloiaju. Danas je poznato vise vrsta tehnologija mlaznog injektiranja, koje se sve vise usavrsavaju.

SIAG.5. Stroj za vibroflotaciju sa Jazama sabijanja i zonama djelovanja (Brown, 1977): vibrostroj u radu (a).!aze rada (b), zona uticaja vibroflotacije (c), gdjeje: valjak kompaktiranog materijala dodatog sa povrSine (A), valjak kompaktiranog materijala proizveden vibroflotirajuCim sabijanjem (8), cijev vibratora (J), vibrator (2), samohodni kran (3), motor stroja (4), pumpa za vodu (5), buldoier za transport materijala (6), zona djelovanja vibrostroja (7), odstojanje mjesta vibroflotiranja (8).

Proces sabijanja moze se podijeliti u cetiri faze (sL40.S-b) ito: a) Na dnu vibronaprave otvoren je dovod vode pod pritiskom, ilto omogucuje lakse prodiranje vibroflota u tlo. b) Voda stvara povoljne uslove za sve dublje prodiranje vibroflota u tl0.

------------------------------~Te-ll-u~lj-ell~ye---------------------------597

596

Temeljeflje

40. Savremelle metode izrade podzeml1ih kOllsfrukcija

XIII Specijicne me/ode /eme{jenja

c) Rastresiti granularni materijal sipa se sa vrha busotine. Voda sa donjeg premjesta se na gornji dio vibronaprave. Na ovaj nacin voda transportuje materijal u dno busotine i popunjava stvoreni meduprostor. d) Vibratorski uredaj postepeno se podize (0,30 m) i drzi vibrator kratko vrijeme na pojedinim mjestima, cime se kompaktira zona A i zona B (sI.40.5.-b). Zona sabijanja (sI.40.5.-c) ovisi 0 jacini i tipu vibrouredaja a krece se od 2,0-3,0 m. Povecanje jedinicne tezine i parametara cvrstoce te smanjenje slijeganja ovisi od viSe faktora, a najvise od granulometrijskog sastava tia i materijala koji se unosi u busotinu. Izbor odstojanja mjesta za vibroflotaciju obicno se vrsi na bazi terenskih testiranja sa raznim odstojanjima busotina. Standardnim penetracionim opitima ustanovijuje se najbolja zbijenost, kao i drugim laboratorijskim i terenskim metodama na bazi kojih se usvaja optimalno odstojanje. U svijetu se izvodi ovim i drugim strojevima pretkonsolidacija t1a, kako bi se smanjilo slijeganje t1a usljed velikih opterecenja od objekata. Pored ojaclulja tla injektiranjem, koje je prije opisno, granulirano tlo ojacava se, odnosno stabilizira krecom, cementom i lebdecim elektrofilterskim pepelom sastavljenim u osnovi od silike, aluminija i razliCitih oksida i alkalija. Mijesanjem elektrofilterskog pepela iz Termoelektrane (TE Gacko) i silikatne prasine (Jajce) sa vodom dolazi do relativno brze reakcije, 8to je iskoristeno za pripremu novog veziva, koje je povoljno za injektiranje i stabilizaciju tla (Rogie, Selimovic, Dasovic, 1986).

40.5. OSMATRANJE TEMELJA NAFTNIH PLATFORM! Temeljenje naftnih platformi je veoma slozeno i specificno zbog velikih dubina, visokih talasa, skupih istraiivanja, velikog odnosa horizontalnih i vertikalnih sila, ceste promjene sila - posebno horizontalnih, nepripremljenog tla za postavljanje gotove konstrukcije, problema erozije, potrebe brzog rada u svim fazama realizacije stalnog i strogog osmatranja ponasanja konstrukcije, itd. Zbog moguCih veoma ozbiljnih posljedica pri eventualnoj nesreci zahtijeva se cijelo vrijeme veoma pazljiva kontrola ponasallja platforme u svim fazama realizacije. Radi opsteg uvida u konstrukciju i temelje platforme i njenog obima osmatranja dat je na slici 40.6. njen sematski prikaz realiziranja u Norveskoj.

598

50

100m

,..----@

,-----@ ®'-----~~~

1 SI.40.6. lnstrumentacija temelja naflne platforme za duia osmatranja: pUma i oseka (JJ, inklinometar (2), /lapon! (3), akceleratori (4), trel\je, zemljani pritisak i porni pritisak (5), dugogodi§nja sIUegw\;a (6). brzi11a vjerra (7), vis ina valova (8), pritisak tla na bazu (9), pritisak vode ispod baze (10), zemljani pritisak i porn! pritisak na obodu ( 11). porni prilisak (12). 11ivo balasta vode iii ulja (J 3), kesoni ( 14), ball/sl pijcska ( 15), toral~j ( 16), (Hjeldnes, 1992).

----------------------------~~~e/-I1~elj~·e~,y~e-------------------------599

Temeljenje

41. Podzemni cjevovodi

41. PODZEMNI CJEVOVODI Podzemni i ukopani inzenjerski objekti kao sto su tuneli, podzemni cjevovodi. podzemne hidroelektrane, ukopani rezervoari, podzernna skladista itd. izucavaju se i proracunavaju u posebnim inzenjerskim disciplinama. Ovdje ce se obraditi sarno proracun plitkih i duboko ukopanih cjevovoda, ukljucujuci i provjeru njihove seizmicke stabilnosti.

41.1. PRITISAK NA PODZEMNE CJEVOVODE Pritisak na podzemne cjevovode zavisi od: (i) mehanickih osobina tta, (ii) smne i dubine iskopanog rova, (iii) nacina oslanjanja cijevi na podlogu, (iv) zbijenosti materijala kojim se vrsi zatrpavanje iznad cjevovoda; kao i 0 (v) dubini ukopavanja. Sirina iskopanog rova je po pravilu uvijek veca od promjera cijevi. Cesta je pojava da se kao ukupno opterecenje na cjevovod uzima sarno teZina t1a sa sirinom koja odgovara promjeru cijevi. Medutim, ako tIo pored i iznad cijevi ima manju zbijenost od one koju je imalo prije iskopa, sto je najcesce siucaj, onda dolazi do kretanja mase nasipa po granicama iskopa, radi cega treba uzeti ovo povecano opterecenje na cijevi.

@

@ b

15r-r"1"'''''1'''''.,....,~....,.'Jbr...,

14 13 t---'+-~.-~""f~ 12t---"+~r~~~~mH-~

1

11

hi

10 i·-t-+'"""'I·-f~ 9~+~~~~~-i

-.l 1%

Hi

o

H 8~+4-r~~~~~ 1)7

iT

6

5 4

3 t-t-'1-hli"'+"""'~"-'~''''''i 2 f-+-L...jpi--f-+-J--i-+-i 1

~-¥<""-!!-+-t'-+-!-4-'~

o '"""-........J......+.--'--+-!-!--'-:'

o

-Cd

SI.4 J. J. Prikaz proracuna vertikalnih pritisaka na cjevovod:sematski prikaz sUa u rovu sa cjevovodom (a) i dijagram vrijednosti koeflcijenta Cd U ovisnosti Hlb prema Martsonu (1910-1920), (Dolarevic, 1987), gdjc jc. pijesak (A), glina (B), minimum (1) i maksimum (2) za pijesak, Ie minimum (3) i maksimum (4) za glinu. Temeljenje

601

41. Podzemni cjevovodi

XIII Specijicne me/ode /emeljenja

Proracun pritisaka tla na cjevovode u zavisnosti od sirine i dubine iskopa moze se provesti prema slici 41.1. 1z uslova ravnoteze prema slici 41.1. dobije se:

W

W +dW +2KA -tg8dh =W +y·b·dh. b

gdjeje:

cx= Za

8

2KA tg8 b

.

)

KA

41.2. SEIZMICKI BRDSKI PRITISAK NA PODZEMNE I UKOPANE OBJEKTE

= tgo = 0,165 - maksimum za pijeske,

K A • tgo = 0,11- maksimum za glinu.

Ukoliko je materijal sa strana cijevi dobro nabijen, moze se umjesto sirine (b) uzeti promjer cijevi (2r), te je opterecenje:

Y

W = y(2r Cd .

(41.3.)

Da bi cijev sa potrebnim koeficijentom sigurnosti (Ks) mogla preuzeti ovo opterecenje, mora dopustena nosivost ((j dop)' koja se dobije laboratorijskim

Nacrtom Pravilnika (Savezni zavod za standardizaciju, 1987) predviden je nacin proracuna stabilnosti podzemnih i ukopanih inzenjerskih objekata, u koje se mogu ukljuciti i podzemni cjevovodi. Pored seizmickih inercijalnih sila od vlastite tezine objekta, uzima se u obzir i seizmi~ki brdski, (prirodni-geoloski) pritisak geoloske sredine, u kojoj je ukopan objekat. . Opeenito, seizmicki brdski pritisak na ukopane objekte moze biti: 1) seizmicki pritisak, koji nastaje usljed seizmickih inercijalnih sila u tlu iii masivu; 2) seizmicki pritisak, koji nastaje usljed rasprostiranja longitudinainih seizmickih talasa u tlu iii masivu, koji su okomiti na uzduznu osovinu objekta, odnosno cjevovoda. Seizmicki brdski pritisak na konstrukciju podzemnih objekata (tunelska obloga, cjevovodi i sl.), koji nastaju usljed seizmickih inercijalnih sila u tiu iIi masivu odreduje se prema izrazima: a) Vertikalni seizmicki brdski pritisak:

ispitivanjem, biti:

Py

@

@

@

~~ !q

b

@ Lf= 1.8

I

2r

+

-I

~

~

®

;J "+.

!-

b

S1.41.2. Koejicijenti oslanjanja, za razliCite slucajeve nalijegm~ja: na podmetacu (aJ, na tlu (b), unutar tia (c),u nabijenom pijesku (d), na betol1skoj podiozi (e).

602

(41.4.)

,

(41.2.)

3. KA ·tgo=0,13-minimumzaglinu, 4.

S

f

gdje je: Ks - koeficijent sigurnosti, koji se uzima da je veti od J,5; . Lt - koeficijent ovisan 0 nacinu oslanjanja, koj i je dat na slici 41.2.

= ({J date su vrijednosti Cd u ovisnosti od odnosa Hlb (SI.41.1.-b),

•

.

=- L

(41.1.)

pri cemu krive 1-4 odgovaraju: 1. K A • tg 0 0,192 - minimum za pijeske, 2.

WK

(j dop

= ±Ks ·lfI·q

y"

(41.5.)

gdjeje: Ks=Xmax11lv (tabela 39.4. i 39.5.) - koeficijent seizmickog intenziteta; qy - vertikalni brdski pritisak, odreden bez seizmickih uticaja; 'If - koeficijent redukcije \If=0,80, tabela (39.5.). b) Horizontalni seizmicki brdski pritisak:

p x = ±K.\ 'lfI . qx

(41.6.)

Seizmicki brdski (prirodni) pritisak (Pr) na konstrukciju podzemnih objekata krufuog poprecllog presjeka, koji nastaje usljed rasprostiranja longitudinainih seizmickih talasa u tlu iii masivu, poprecno na POdUZllU osu objekta, a koji djeluje normalno (radijalno) na povrsinu ohjekta, racuna se prema izrazima:

- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - "................_._--Temeljenje

Temeiiellje

603

XJJI Spec!ficne me/ode temeije'1ia

p, =

41. Podzemni cjevovodi

1

~[(1- ~BJ )+-2B, -~B, }OS2a

(j=+ lfI K s - 2n

·r z ·vl

(lfl = 0,80),

·T· S'

(41.7.)

(41.8.)

gdjeje: pr (kPa) - radijalni seizmicki brdski pritisak na podzemni (ukopani) objekat krufuog poprecl1og presjeka (tabela 41.3.); cr (kPa) - 110rmalni seizmicki napon u brdskom rnasivu (pritisak iIi zatezanje) usljed rasprostiranja seizmickih talasa poprecno na produinu osu objekta (tabela 41.1.); z (kg/m3) - zapreminska masa brdskog tia iIi masiva; Vj (m/s) - brzina rasprostiranja longitudinalnih (poduznih) seizmickih talasa (tabela 41.1.); Ts (s) - predominantni period seizmickih osciIacija tla (prema tabeli 39.6.); a (0) - polama (uglovna) koordinata; Bj, B2 i B3 - bezdimenzionalni koeficijent cije vrijednosti zavise od krutosti krufuog prstena (tunelska obloga, cjevovod i s1.) i od Poasonovog koeficijenta (v) (tabela 41.2.). U tabeli 41.1. date su vrijednosti normalnog seizmickog napona u brdskom masivu (0), za projektnu seizmicnost IX stepena MKS skale (Ks=O,40/2,O=O,20), koeficijent redukcije \jI=O,80 i predominantne peri ode seizmickog oscilovanja tla Tsl=O,35s; Tl=o,55s; TSIlI=O,85s.

Vrijednost koeficijenata B I , B2 i B3 zavisi od krutosti konstrukcije podzemnog objekta i od Poasonovog koeficijenta (v). Podzemne (ukopane) konstrukcije tipa armirano-betonskih cjevovoda i hidrotehnickih tunela tretiraju se kao kruti prsten u odnosu na geoiosku sredinu u koju su ukopani. Podzemne konstrukcije tipa sobracajnih tunela i sahtova tretiraju se kao vitki (elasticni) prsten u odnosu na brdski masiv. Bezdimenzionalni koeficijenti Bj, B2 i B3 Tabela 41.2. ,',"

,

,Koeficijent

r

Brzina rasprostiranja longitudinalnih talasa i norma/nih seizmickih napona u flu ili masivu.

604

"",

, brdSkLmasiv, '"",,"

J\psol~tn0 knl!,

Vitiik

prsten

(elaStican) 'pisten '

·0,8572 -1,0769 1,0769

·0,7823 4,4752 ·5.9048

v=(l, I 0711 oi)iCl18 tIll (naSipij

Ajlsolutno kiUr , prsten, , , ·1,6364 ·0,7586 0,7586

, Vitale', (eiaStiOilli) , Pl'Sten

-1,3708 1,9100 ·1,9500

Podzemni objekti prema ukopanosti mogu biti:

>

plitko ukoprun objekti ( ; : ,; 3 ): (41.9.)

>

duboko ukoprun objekti ( ; :

> 3}

gdjeje: 110 - dubina podufue ose objekta u odnosu na kotu terena; Ro - unutrasnji radijus poprecnog presjeka cjevovoda.

VrsW: i.kJIi-akleristike brdskog ,

v;:;0,40 ;zastjenovitipolusgenovit

tlaiii masiva 25

3000 do 5000

670 do 1120

22

1600 do 2500

320 do 480

20

400 do 1600

110 do 450

18

200 do 400

80 do 160

TemeJjenje

Kod podzemnih objekata, kao sto su saobracajni tuneli, galerije i sahtovi, koji najcesce nemaju krufui poprecni presjek, za Ro se uzima radijus opisanog kruga oko poprecnog presjeka objekta. Vrijednosti odnosa intenziteta seizmickog brdskog pritiska (Pr) i normalnog seizmickog napona u brdskom masivu (0) (odnos p/cr) za kruzni poprecni presjek podzemne gradevine (tunelske obloge), a za slucaj kada je HoIRo>3, date suu tabeli 41.3 .Ovaj odnos moze se dobiti iz izraza Gedn. 41_ 7.):

l

~ = a(l-~B,)+ -2B, -%B, }OS2a Temeljenje

(4LIO.)

605

42_ Podupirallje i podgraiJivanje

XlII Specijiclle me/ode temeljellja

Radi ilustracije dati su na bazi tabele 41.3. dijagrami intenziteta radijalnog pritiska (Pr) za kruzni profiJ duboko i plitko ukopanih objekata u tlo, odnosno stijenski masiv. Odnosi intenzileta seizmickog brdskog pritiska i nomlalnog seizmickog napona u tlu i masivu

42.1. RAZLOZI ZA PODUPlRANJE I PODGRADIVANJE

.. Tabela413 1',-<

aO I"

":, "-',.

I'·,·,·'.

",'"

,

•..,..

'>0",',: 30° 0

45.

.',."

160"

900 >;

bubokoukopitni objelcti (HoIRo>3) ", v=(lAO v=O,lO " Krut Elastican Elastican Krut

"

prsten

prsten

prsten

pia

p,la

pia

pia

1,48 1,10 0,71 0,33 -0,05

1,15

1,60 1,25 0,91 0,56 0,22

0,90 0,87 0,84 0,81 0,79

0,92 0,70 0,47 0,24

42. PODUPIRANJE I PODGRABIVANJE

prsten

@

ID

"'j ~,

<;'1

SIAl_3_ lntenzitet radijalnih seizmickih prirodnih (brdskih) pritisaka za krut cjevovod Hr/Ro>3 i v=O,40 (a) i apsolutno krut cjevovod sa Hr/R0S3 (b), (iz Pravilnika 1987).

Postoji vise razloga za podupiranje objekata ilili njihovih dijelova, kao i potreba za podgradivanjem, odnosno pOJacanjem, podbetoniranjem iIi podzidivanjem temelja objekta, a medu najva.znije za podupiranje spadaju: a) Podupiranje oJ::iekta iIi dijelova konstrukcije koji se slijezu iIi naginju zbog slijeganja tla iIi nestabilnosti proistekJe nadogradnjom. b) ZaStita protiv moguceg slijeganja objekta priIikom iskopa neposredno pored iIi ispod postojecih temelja. c) Podupiranje objekta za vrijeme promjene dimenzija dubine, oblika temelja, iii njegovih glavnih dijelova. d) Podupiranje i ukrucivanje raznih objekata, kulturno - historijskih spomenika, monumentalnih zdanja i objekata historijske bastine, iIi njihovih dijelova, nakon prirodnih nepogoda iii ratnih razaranja, kada se zeli sacuvati njihov prethodni izgled, do definitivne rekonstrukcije. Pored ovih razloga, za podgradivanje se mogu dodati i slijedeci eIementi: e) Omogucavanje izvodenja temelja dublje ispod objekta iz konstruktivnih razloga, kao sto je izrada podruma ispod objekta i s1. f) Prosirenje temelja radi povecanja tezine proistekle zbog nadvisenja objekta iii povecanog skladisnog tereta. g) Pomjeranje objekta na novu lokaciju. Podupiranje objekta i podgradivanje, odnosno ojacanje temelja, zahtijeva visokostrucne i oprezne operacije, radi cega se povjerava strucnim i iskusnim radnicima i preduzecima. U ovome poglavlju dat ce se samo generalni principi, a vise detalja moze se naci u inostranoj Iiteraturi (Prentis i White, 1950; Thorburn i Hutchison, 1985; Tomlinson i Boorman, 1995).

42.2. MET ODE PODUPIRANJA Vanjsko podupiranje kosim potporama zahtijeva se kod izvodenja radova na osiguranju i pojacanju zidova i temelja, koji su izvan kosih potpora, kao i kod naginjanja i osjetljivih objekata na slijeganja. Kod pojacavanja temeJja pojedinacnih stupova ova su podupiranja uvijek potrebna. Ovim podupiranjem stvara se prostor za iskope, gdje je potrebno izvesti ojacanje temelja.

606

Temeljellje

Temeljel1je

607