Mehanika Tla i Temeljenje - II Deo Temeljenje Mustafa Selimović

UNIVERZITET "DŽEMAL BIJEDIĆ" MOSTAR GRAĐEVINSKI FAKULTET

Prof. dr. MUSTAFA SELIMOVIĆ, dipl. ing. građ.

MEHANIKA TLA I TEMELJENJE DIO II TEMELJENJE

1

PREDGOVOR Mehanika tla i temeljenje građevina posljednjih decenija doživjeli su nagli razvoj, stoje posebno usavršeno upotrebom numeričkih metoda i savremene kompjuterske tehnologije, izazivajući danas pravu revoluciju u inženjerskoj praksi. Za prihvaćanje novih koncepcija, njihovoga razvoja i unapređivanja potreban je i novi pristub koji će nas dovesti do rješenja koja će bolje odgovarati od nekih dosadašnjih. Pri ovome potrebno je predznanje iz klasičnih metoda i rješenja iz ove i dragih bliskih disciplina. Iz praktičnih razloga knjiga je podijeljena u dva dijela: "Mehanika tla" i "Temeljenje", koji su se i do sada obično odvojeno izučavali. Novim nastavnim planom i programom na Građevinskom fakultetu u Mostaru ove dvije oblasti izučavaju se kroz jedan kolegij, radi čega je namjera autora da se gradivo prezentira objedinjeno. Prvo izdanje knjige "Mehanike tla" je prerađeno, inovirano, dopunjeno i prilagođeno novom sadržaju ove knjige. Podjela je izvršena u 13 poglavlja, koja čine zaokruženu cjelinu, ali su međusobno povezana u izlaganjima, pojmovima i tematici. Knjiga je namijenjena kako studentima građevinarstva, arhitekture, rudarstva i inžinjerske geologije kao udžbenik, tako i inženjerima u praksi na rješavanju geotehničke problematike. Radi ovoga je gradivo obrađeno šire i potpunije nego što se može izložiti na redovnim predavanjima. Priloženi dijagrami i tabele preuzete iz strane ili naše literature i prakse mogu korisno poslužiti i inženjerima u praksi. Teoretski dijelovi obrađeni su prema klasičnim metodama, novim spoznajama i rezultatima istraživanja objavljenim u obimnoj svjetskoj literaturi. Pokušano je da se istakne zašto su potrebne određene osobine, kako ih determinisati ili izmjeriti, u kojem obimu i kako ih stvarno koristiti u praksi. U prvom dijelu knjige Mehanika tla u sedam poglavlja date su potrebne značajke mehanike tla kao egzaktne nauke, koje treba upoznati prije razmatranja tehničkih rješenja za temeljenje objekata. Prva dva poglavlja upućuju studenta ili inženjera kako da "osjeti" tlo, njegovo ponašanje i osobine, neophodne za daljnje poznavanje materije i uspješan rad u praksi. Putem opštih postavki, laboratorijskih i terenskih ispitivanja dolazi se do spoznaje o raspodjeli napona, nosivosti i slijeganju tla, stoje obrađeno u trećem poglavlju. Kako voda utječe i efekti njenog delovanja na tlo i njegovu konsolidaciju prikazano je u četvrtom poglavlju. Metode određivanja aktivnog i pasivnog pritiska tla prezentirane su u narednom, petom poglavlju u obimu i na načine koji omogućuju upotrebu i njihov odabir prema terenskim uslovima. U sklopu ove materije obrađeni su delomično i podzemni pritisci, prema klasičnim teorijama. Šesto poglavlje obuhvaća uzroke pojava nestabilnosti, klasifikaciju i više metoda proračuna stabilnosti kosina, dok su sedmim poglavljem opisane neke metode ojačanja tla. U ovom, drugom dijelu knjige, Temeljenje, dati su opšti principi projektovanja i proračuna temelja, uključujući i osnovne postavke Eurocoda 7, koji se odnosi na geotehničke radove (poglavlje VIII). Metode i proračun plitkog i dubokog temeljenja obuhvaćene su poglavljem devet i deset, a zagati od nasutih materijala u poglavlju jedanaest. Materija je izložena u širem obimu tako da je može shvatiti student početnik, a vjerujem da korisno može poslužiti i inženjerima u praksi. U poglavlju dvanaest obrađene su, pored osiguranja iskopa i asanacije klizišta, ankerisanja u tlu i stenskom masivu, koji se posljednjih decenija veoma intenzivno primjenjuju u građevinarstvu, rudarstvu, arhitekturi i prilikom zaštite objekata. Osnove dinamički opterećenih temelja i neke druge specifične metode temeljenja obrađene su u trinaestom poglavlju jer smatramo, njihovo poznavanje nužnim, prilikom temeljenja i zaštite objekata. Ovom knjigom prikazani su klasični postubci prilikom proračuna i izvođenja temelja, kao i savremene metode i pravci, koji revolucionišu tehniku temeljenja. Ona ima svrhu da stimulira mlađi kadar na daljnja proučavanja, razmišljanja i unapređenja, a ne na odbacivanja tradicionalnih metoda građenja. Cijenim da će ova knjiga korisno poslužiti u poslijeratnoj obnovi i izgradnji zemlje i da će nadomjestiti sadašnji nedostatak ove stručne literature kod nas. Ako i djelimično u ovom smislu bude primljena ova knjiga, ona će ispuniti svoju osnovnu namjenu. Autor je nastojao u knjizi koristiti što razumljivije i prihvatljivije izraze, što nije bilo jednostavno zbog nepostojanja tradicije i odgovarajućih termina. Lektori M. Šator i N.Omerika uložili su dosta truda da tekst bude pristubačan, čitak i jasan.

2

Sadržaj MEHANIKA TLA I TEMELJENJE DIO II TEMELJENJE Predgovor................................................................................................... 5 SADRŽAJ................................................................................................. 7 POGLAVLJE VIII OSNOVNI PRINCIPI TEMELJENJA GRAĐEVINSKIH OBJEKATA....... 19 25. UVOD OPTEREĆENJA I METODE TEMELJENJA...................................... 21 25.1............................................................................. Specifičnosti geotehničkih radova u građevinskom konstrukterstvu..................................................... 22 25.2.....................................................................................Opšti principi projektovanja temelja 24 25.2.1............................................................................ Projektovanje temelja proračunom 25 25.2.2............................................................................ Ostali načini projektovanja temeljenja 27 25.2.3. Geotehničko - inženjerski izvještaj i geotehničke kategorije...................................................... 27 25.3. Opterećenja koja djeluju na temelj.............................................. 29 25.3.1............................................................................ Glavna opterećenja 29 25.3.2............................................................................ Dopunska opterećenja 30 25.3.3............................................................................ Posebna opterećenja 31 25.4. Metode temeljenja...................................................................... 32 25.4.1............................................................................Uopšteno o plitkom temeljenju 32 25.4.2............................................................................ Uopšteno o dubokom temeljenju 36 POGLAVLJE IX PLITKO - DIREKTNO TEMELJENJE....................................................... 43 26. KRITERIJUMI, DIMENZIONISANJE, SLEGANJE I ANALIZE PLITKOG TEMELJENJA.......................................... 45 26.1.....................................................................................Osnovni Kriterijumi plitkog temeljenja 45 26.2.....................................................................................Proračun napona na kontaktnoj površini temelja i tla............................................................................. 47 26.3.....................................................................................Dimenzionisanje plitkih temelja 50 26.3.1..................................................................Krajnje granično stanje i granično stanje upotrebljivosti......................................................... 50 26.3.2............................................................................Dopušteno opterećenje prema Kriterijumu sloma tla..................................................................... 52 26.3.3..................................................................Dopušteno opterećenje prema Kriterijumu dopuštenih slijeganja..................................... 55 26.3.3.1. Numeričke vrijednosti modula deformacija tla..... 55 26.3.3.2..................................................... Kriterijum dopuštenih opterećenja za koherentno i nekoherentno tlo............................... 57 26.4. Metode određivanja slijeganja plitkih temelja............................. 60 26.4.1. Proračun trenutnog slijeganja fleksibilnih i krutih plitkih temelja........................................................ 60 26.4.2. Procjena slijeganja plitkih temelja na pijesku i šljunku.............................................................................. 63 26.4.3............................................................................Početno Sleganje plitkih temelja na zasićenoj glini................................................................................ 65 26.4.4............................................................................Sleganje ekscentrično opterećenih temelja ..........................................................................................68

3

26.5.....................................................................................Proračun kontaktnih napona za linearnu raspodjelu............................................................................................. 71 26.6. Primena kompjuterskih metoda za analizu i projektovanje plitkih temelja....................................................... 81 26.6.1............................................................................Metoda konačnih diferencija - razlika 81 26.6.2............................................................................Metoda konačnih elemenata 84 27. TEMELJI SAMCI........................................................................... 27.1. Nearmirani temelji..................................................................... 27.2. Armirano - betonski temelji....................................................... 27.3. Ekscentrični temelji................................................................... 27.4. Armirano - betonski temelji u obliku ljuske ............................. 27.4.1. Konusna ljuska..................................................................

87 87 89 92 94 94

28. TEMELJNI NOSAČI...................................................................... 97 28.1.....................................................................................Uvodna objašnjenja 97 28.2.....................................................................................Temeljni nosači ispod zidova 28.3.....................................................................................Temeljni nosači ispod stubova 28.4..............................................................................Proračun temeljnih nosača . 28.4.1. Rješenje za Winklerov poluprostor ................................... 102

97 98 102

29. TEMELJNE PLOČE...................................................................... 107 29.1.....................................................................................Tipovi i Primena temeljnih ploča 107 29.2.....................................................................................Statička analiza temeljnih ploča 107 29.2.1............................................................................ Konvencionalna metoda proračuna 108 29.2.2. Aproksimativan metod proračuna fleksibilnih temelja............................................................................... 110 POGLAVLJE X DUBOKO - INDIREKTNO TEMELJENJE............................................... 115 30. TEMELJENJE NA ŠIPOVIMA.................................................... 117 30.1.....................................................................................Uopšteno o funkciji šipova 117 30.2.....................................................................................Klasifikacija i konstruktivne pojedinosti šipova.................................................................................................... 118 30.2.1............................................................................ Drveni šipovi 120 30.2.2............................................................................ Čelični šipovi 123 30.2.3............................................................................ Prethodno izliveni armirano - betonski i prednapregnuti šipovi........................................................ 127 30.2.3.1....................................................................Zabijeni armirano - betonski šipovi 127 30.2.3.2. Spojeni prethodno izliveni armirano betonski šipovi ....................................................... 132 30.2.3.3. Prednapregnuti armirano - betonski šipovi.............133 30.2.4. Šipovi koji se izvode na licu mjesta..................................134 30.2.4.1...................................................................."Franki" šipovi 135 30.2.4.2....................................................................Sistem "Express" šipova 137 30.2.4.3....................................................................Benoto šipovi 139 30.2.4.4. Šipovi izvedeni bušenjem mehaničkim svrdlom ...................................................................142 30.2.4.5. Hidraulička stabilizacija šipova suspenzijom......... 144 30.2.5. Nadglavne armirano - betonske konstrukcije....................146 30.3. Zabijanje šipova........................................................................... 149 30.3.1............................................................................ Klasična oprema za zabijanje šipova 150 30.3.2............................................................................ Vibraciono zabijanje šipova 155 30.3.3............................................................................ Zabijanje šipova iznad vode 156 30.4. Ispitivanje nosivosti šipova..........................................................158 30.4.1............................................................................ Instalacije za ispitivanje šipova 159 30.4.2............................................................................ Metode ispitivanja šipova 161 30.4.2.1. Test sa konstantnim prodiranjem šipa 4

(CRPtest)................................................................ 161 30.4.2.2. Ispitivanje sa inkrementima opterećenja • održavanog do konsolidacije (ML test) ................. 162 30.4.2.3. Kombinovani CRP i ML test...............................т.- 163 30.4.2.4. Probno opterećenje sa jednakim dijelovima sile u trajanju od 60 minuta ................................... 164 30.5..................................................................................... Mehanizam prenošenja opterećenja sa šipa na tlo 165 30.6......................................................................................Određivanje nosivosti pojedinačnih šipova 167 30.6.1. Statičke metode proračuna zasnovane na stepenu mobilizacije otpornosti tla ................................................ 168 30.6.1.1....................................................................Statički obrasci za dopuštenu nosivost šipa 170 30.6.1.2. Metode definisanja faktora nosivosti u nekim tlima .......................................................... 173 30.6.1.3. Metode definisanja otpora trenjem ili adhezijom u nekim tlima......................................... 180 30.6.2. Proračun sile sloma šipa dinamičkim izrazima................. 185 30.6.3. Proračun sile sloma iz penetracionih opita u bušotinama 187 30.6.3.1....................................................................Proračun baziran na standardnom penetracionom testu................................................ 187 30.6.3.2. Proračun zasnovan na statičkom penetracionom testu ............................................... 189 30.6.3.3. Proračun baziran na ispitivanju krilnom sondom......................................................190 30.6.4............................................................................Proračun baziran na probnom opterećenju šipa............................................................................. 190 30.6.5............................................................................ Iskustvene formule i vrijednosti za nošenje pojedinačnog šipa ............................................... 191 30.6.5.1....................................................................Vrijednosti i izrazi prema DIN normama 192 30.6.5.2....................................................................Formule za proračun nosivosti šipa 194 30.6.6. Nosivost šipa temeljenog na stenskom masivu ................ 195 30.7.....................................................................................Sleganje pojedinačnog šipa 198 30.8.....................................................................................Izvijanje šipova u tlu 203 30.9.....................................................................................Nosivost i Sleganje grupe šipova. 204 30.9.1............................................................................ Ponašanje grupe šipova 205 30.9.2............................................................................ Nosivost grupe šipova 209 30.9.3............................................................................ Sleganje grupe šipova 214 30.9.4............................................................................ Ekscentrično opterećena grupa šipova 218 30.10. Horizontalno opterećeni šipovi................................................220 30.10.1.......................................................................... Pojedinačni šip opterećen horizontalnom silom......................................................................220 30.10.2.......................................................................... Principi proračuna grupe šipova 224 30.10.3.......................................................................... Grupe kosih šipova 227 30.10.4.......................................................................... Šip opterećen horizontalnom silom i momentom.....................................................................................230 31. TEMELJENJE NA BUNARIMA ..................................................... 237 31.1.....................................................................................Uopšteno o dubokim masivnim temeljima..............................................................................................237 31.2.....................................................................................Bunari 238 31.3.....................................................................................Konstrukcija otvorenog bunara 240 31.4.....................................................................................Izvođenje bunara kao temelja 244 31.4.1............................................................................ Izrada i postavljanje bunara 244 31.4.2............................................................................ Kopanje i spuštanje bunara 245 31.5. Opterećenje i Dimenzionisanje bunara........................................253 31.5.1............................................................................Opterećenje bunara 253

5

31.5.2............................................................................Trenje na omotaču bunara 31.5.3............................................................................Dimenzionisanje zidova bunara

256 258

31.6.1............................................................................ Primena bunara kao temelja 31.6.2............................................................................ Proračun temelja na bunarima

261 262

31.6. Bunari kao temelji objekata.........................................................261 31.7.Temeljenje na sandučastim bunarima .........................................266

31.7.1............................................................................ Primena i oblici sandučastih bunara 267

31.7.2............................................................................ Proračun sandučastih bunara

269 31.8. Temeljenje na sanducima sa dnom..............................................272 31.8.1............................................................................ Primena, izrada i spuštanje sanduka sa dnom 273 31.8.2............................................................................ Proračun sanduka sa dnom 276 32. KESONSKO - PNEUMATSKO TEMELJENJE......................... 279 32.1.....................................................................................Primena 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 spuštanje kesona.......................................287 32.3.1............................................................................Izrada i postavljanje kesona i opreme 287 32.3.2............................................................................Spuštanje kesona 288 32.4.....................................................................................Radovi pri kesonskom temeljenju 291 32.5..................................................................................... Principi dimenzioniranja kesona 294 32.5.1............................................................................ Opterećenja kesona i temelja 295 32.5.2............................................................................Dimenzionisanje kesona 297 32.5.3............................................................................Dimenzionisanje delova iznad kesona 299 POGLAVLJE XI ZA GAT 11 GRAĐEVINE 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............................................................................Čelični 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. Dimenzionisanje jednozidnih zagata ..................................................331 33.2.1............................................................................Opterećenje zidova zagata 331 33.2.2............................................................................ Konzolni slobodnostojeći zagatni zid 337 33.2.2.1....................................................................Grafoanalitička metoda proračuna 337 33.2.2.2....................................................................Analitički metod proračuna 339 33.2.3. Konzolni zagatni zid sa delovanjem horizontalne sile......342 33.2.3.1. Grafoanalitička metoda proračuna........................342 33.2.3.2. Analitička metoda proračuna................................342

6

33.2.4............................................................................Konzolni zagatni zid zabijen u sloj gline 343

33.2.5............................................................................Neki specifični slučajevi opterećenja 345

33.2.6............................................................................Ankerisani zagatni zidovi 347 33.2.6.1....................................................................Grafoanalitička metoda proračuna 348 33.2.6.2. Analitički proračun slobodnostojećeg ankerisanog zagata..................................................350 33.2.6.3. Proračun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u pijesak..................................................352 33.2.6.4. Proračun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u glinu.....................................................355 33.2.6.5. Redukcija momenata savijanja kod ankerisanih zagatnih zidova....................................356 33.2.6.6. Položaj i Dimenzionisanje zone ankerisanja ..........359 33.3.................................................................................... Zagatni zidovi sa više razupora ili zatega....................................................................................................364 33.4.................................................................................... Cirkulacija vode ispod zagatnih zidova 368 33.4.1. Ispumpavanje vode........................................................369 33.4.2. Hidraulički proračun zagata i stabilnost tla...................370 34. ZAGATI ZA TEMELJENJE U VODI ......................................... 373 34.1. Upotreba i vrste zagata ...............................................................373 34.1.1............................................................................Nasuti zemljani zagati 375 34.1.2............................................................................Nasuti kameni zagati 376 34.1.3............................................................................Drveni zagati 378 34.1.4............................................................................Čelični zagati 382 34.1.5............................................................................Betonski i armirano - betonski zagati 384 34.2.................................................................................... Rad pod zaštitom zagata 387 34.3.................................................................................... Dimenzionisanje zagata 388 34.3.1............................................................................Hidrostatičke i hidrodinamičke sile 389 34.3.2............................................................................Proračun delova zagata 390 34.3.3............................................................................Provjera stabilnosti zagata 394 35. GRAĐEVINE OD NASUTIH MATERIJALA............................. 405 35.1.................................................................................... Uvod, definicije i historija građenja 405 35.2.................................................................................... Vrste i namjena građevina od nasutih materijala .............................................................................................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 saobraćajnice ....................................................421 35.3. Istraživanje za temeljenje i ispitivanje materijala nasutih objekata...........................................................................422 35.4. Dimenzionisanje nasipa i brana...................................................425 35.4.1............................................................................ Opterećenje nasipa i brana 426 35.4.2............................................................................ Stabilnost nagiba kosina 428 35.4.3............................................................................ Stabilnost kosina i temelja 430 35.4.4............................................................................ Filtracija vode kroz branu i temelj 431 35.4.5. Distribucija normalnih i smičućih napona i deformacije nasutih građevina..........................................434 POGLAVLJE XII OSIGURANJE ISKOPA, ASANACIJA KLIZIŠTA I PRIMENA ANKERISANJA....................................................... 439 7

36. PRIPREMNI RADOVI U TLU I OSIGURANJE GRAĐEVINSKE JAME ................................................................ 441 36.1.....................................................................................Uopšteno o građevinskoj jami 441 36.2.................................................................................... Pripremni radovi u tlu i na gradilištu 442 36.2.1............................................................................ Pristubni putevi 442 36.2.2............................................................................ Priprema gradilišta za izgradnju 444 36.3. Metode iskopa i njihova stabilnost..............................................445 36.3.1............................................................................Široki i uski iskop bez razupiranja 445 36.3.2............................................................................Stabilnost pokosa u širokom iskopu 447 36.3.2.1.................................................................Stabilnost pokosa u koherentnom tlu 447 36.3.2.2.................................................................Stabilnost pokosa u nekoherentnom tlu 448 36.3.2.3.................................................................Stabilnost pokosa u stenskom masivu 449 36.4. Razupiranje uskih iskopa.............................................................451 36.4.1............................................................................ Opšti principi razupiranja451 36.4.2............................................................................ Razupiranje drvenom građom 452 36.4.3............................................................................ Osiguranje čeličnim talpama i profilima 455 36.4.4. Razupiranje uskog iskopa prenosnorn metalnom oplatom ............................................................457 36.5.....................................................................................Razupiranje šahtova 459 36.6.....................................................................................Podupiranje širokih iskopa 460 36.7.....................................................................................Osiguranje građevinske jame dijafragmom.........................................................................................465 36.8.....................................................................................Statički tretman osiguranja građevinske jame .....................................................................................................474 36.8.1............................................................................Poduprte zaštitne konstrukcije 475 36.8.2............................................................................Hidrostatski pritisak kod dijafragmi 476 36.9. Sniženje nivoa podzemne vode unutar građevinske jame ...........480 36.9.1............................................................................Doticanje i ispumpavanje vode 480 36.9.2............................................................................Otvoreno pumpanje vode482 36.9.3............................................................................Pumpanje iz cijevnih bunara 484 36.9.1............................................................................Pumpanje iz bušenih bunara 486 36.9.2............................................................................Proračun dotoka podzemne vode u iskop 488 36.9.3. Ostale metode sniženja i presijecanje dotoka podzemne vode.................................................................489 37. ASANACIJE NESTABILNIH KOSINA.......................................493 37.1. Osnovni podaci o klizištima i istraživanjima ..............................493 37.2. Metode asanacije klizišta.............................................................498 37.2.1................................................................................Rasterećenje i opterećenje delova klizne površine .............................................................................................498 37.2.2................................................................................Dreniranje nestabilnih kosina 501 37.2.3................................................................................Izvođenje asanacionih objekata 504 37.3. Osmatranje pokreta i efekata asanacionih radova .......................509 37.4. Neki primjeri asanacije klizišta ...................................................511 38. ANKERISANJE U TLU.................................................................. 521 38.1. Uopšteno o ankerisanju ................................................................521 38.1.1..................................................................................Historijski razvoj i definicije 521 38.1.2..................................................................................Osnovni elementi ankerisanja i vrste ankera 523 38.2. Način delovanja i prenos sile prednapregnutog

8

geotehničkog ankera ....................................................................528 38.2.1. Način delovanja prednapregnutog geotehničkog ankera................................................................528

38.2.2..................................................................................Prenos ankerne sile u temeljno tlo 531 38.2.3..................................................................................Zaštita geotehničkih ankera 531

38.3. Karakteristične primjene geotehničkih ankera..............................532 38.3.1..................................................................................Ankerisanje u podzemnim objektima 533 38.3.2..................................................................................Ankerisanje na površini terena 536 38.4. Proračun ankerisanja.....................................................................542 38.4.1..................................................................................Uopšteno o proračunu sila u ankerima 542 38.4.2..................................................................................Proračun ankerisanja u podzemnim radovima ..............................................................................................544 38.4.2.1.Proračun ankera u kaloti ..................................................544 38.4.2.2.Tunelska obloga od ankera i prskanog betona.................548 38.4.3. Proračun ankerisanja na površini terena .................................551 38.4.3.1. Proračun sile prednaprezanja ankera kod stabilizacije kosina ...........................................................551 38.4.3.2. Proračun sile zatezanja u pasivnom ankera......................554 38.4.4. Proračun sile nošenja prednapregnutih dubokih ankera..........555 38.5. Ankerni temelji..............................................................................559 38.5.1................................................................................. Proračun temelja opterećenih silom zatezanja...............................................................................................559 38.5.2................................................................................. Proračun pomoću metode sile čupanja u tlu 561 38.5.3. Proračun sile čupanja savremenim metodama teorije plastičnosti ...................................................................563 POGLAVLJE XIII SPECIFIČNE METODE TEMELJENJA ................................................... 569 39. DINAMIČKI OPTEREĆENI TEMELJI...................................... 571 39.1. Efekti vibracija na tlo.....................................................................571 39.2. Oscilacije i sopstvene frekvencije tla ............................................573 39.3. Apsorpcija vibracija.......................................................................576 39.4. Seizmičko opterećenje tla .............................................................577 39.4.1................................................................................... Seizmički proračun metodom spektralne analize ..................................................................................581 39.4.2................................................................................... Aktivni i pasivni seizmički pritisak tla 584 40. SAVREMENE METODE IZRADE PODZEMNIH KONSTRUKCIJA .......................................................................... 591 40.1. Uopšteno o podzemnim konstrukcijama ......................................591 40.2. Kontinualne dijafragme ...............................................................592 40.3. Injektiranje pomoću visokog vodnog pritiska ..............................594 40.4. Sabijanje tla vibroflotacijom.........................................................597 40.5. Osmatranje temelja naftnih platformi...........................................598 41. PODZEMNI CJEVOVODI ........................................................... 601 41.1. Pritisak na podzemne cjevovode...................................................601 41.2. Seizmički brdski pritisak na podzemne ukopane objekte.............603 42. PODUPIRANJE I PODGRAĐIVANJE ....................................... 607 42.1. Razlozi za podupiranje i podgrađivanje .......................................607 42.2. Metode podupiranja......................................................................607 42.3. Metode podgrađivanja temelja .....................................................612 42.3.1..................................................................................Podgrađivanje trakama612

temelja

kontinualnim

9

42.3.2..................................................................................Podgrađivanje

temelja pri zaštiti građevinske jame..................................................................................613 42.3.3..................................................................................Podgrađivanje temelja stubovima ili šipovima ..............................................................................................614 42.3.4..................................................................................Podgrađivanje temelja šipovima 615 42.3.5..................................................................................Pojačavanje injektiranjem 617 LITERATURA......................................................................................... 619 LISTA SIMBOLA .................................................................................... 631 INDEKS AUTORA.................................................................................. 639 INDEKS POJMOVA................................................................................ 643

Sadržaj

____________________________________________________________

TUMAČ SPECIFIČNIH IZRAZA......................................................... 647 GRČKI ALFABET................................................................................... 655 O AUTORU............................................................................................... 657

POGLAVLJE VIII

OSNOVNI PRINCIPI TEMELJENJA GRAĐEVINSKIH OBJEKATA

Mot )

VIII OSNOVNI PRINCIPI TEMELJENJA GRAĐEVINSKIH OBJEKATA

U

ovome poglavlju izloženi su osnovni principi temeljenja građevinskih objekata i neki elementi iz Evrokoda 7 (Eurocode 7), "Geotehničko projektovanje" generalni pravilnik, koji je izdao Evropski komitet za standardizaciju (1994), a kojem će se u budućnosti prilagoditi i naši standardi. Uporedo je data i sada korištena podjela opterećenja i dragi elementi iz Pravilnika o tehničkim normativima za temeljenje građevinskih objekata ("SI. list SFRJ" 15/90). Kao uvod za naredna razmatranja date su podjele i metode temeljenja, njihove vrste i moguća Primena. Pored osnovne podjele na plitko i duboko temeljenje, koja je

10

prema nekim autorima neadekvatna, navedeni su neki osnovni principi i za široko primjenjivane podzemne konstrukcije.

11

25. Uvod, opterećenja i metode temeljenja

25.'UVOD OPTEREĆENJA I METODE TEMELJENJA Temelj objekta definiše se kao sastavni dio građevinskog objekta visoko, nisko i hidrogradnje, koji je u direktnom kontaktu sa tlom, odnosno stijenskim masivom i koji prima i prenosi opterećenje sa objekta na tlo, odnosno stijenski masiv. Tlo se usljed opterećenja objekta deformiše i tako deformisano vraća na konstrukciju objekta reaktivno opterećenje. Prihvaća se i ovdje princip da ukupno aktivno opterećenje treba biti jednako reaktivnom opterećenju. Tlo i konstrukcija objekta deformišu se zajedno, radi čega je potrebno projektovanje temelja razmatrati skupa sa konstrukcijom objekta i obratno. Uzajamno njihovo razmatranje i projektovanje dovodi do povoljnijih tehničkih i ekonomskih rješenja cjelokupnog objekta. Problemi temeljenja vezani su najčešće i za velike razlike u naponima, koje prima tlo, odnosno konstrukcija objekta, koja je sačinjena od kvalitetnijeg materijala, nego što je to prirodno i heterogeno tlo. Zbog ovoga se javlja potreba za proširenjem temeljne konstrukcije koja ovisi od: (i ) veličine opterećenja, (u) vrste i osobina tla, odnosno stijenskog masiva, (i i i ) dubine temeljenja, (i v ) tipa objekta i načina prenošenja opterećenja. Projektovanje temelja započinje analizom opterećenja od konstrukcije objekta, čiji je sistem unaprijed definisan. Prema odabranom sistemu konstrukcije pronađu se sile koje trebaju da se prenesu preko temelja na pojedinim mjestima ispod objekta. Na osnovu poznatih vanjskih sila od konstrukcije objekta određuje se: (i ) vrsta temeljenja, (l i ) dubina i oblik temelja, (i i i ) specifično opterećenje, (i v ) Sleganje i konsolidacija, (v) materijal temelja, (vi ) način i organizacija izvođenja itd. Iz ovih elemenata proizlazi da za projektovanje temelja treba poznavati faktore kao što su: (a) opterećenja koja trebaju biti prenesena sa konstrukcije objekta na sistem temeljenja; (a) zahtjevi lokalnih građevinskih uslova; (b) ponašanja i naponsko - deformacione osobine tla, koje će biti podloga za usvojeni sistem temeljenja; (b) geološki i geotehnički uslovi tla. Inženjersko temeljenje je čista kombinacija mehanike tla, mehanike stijena, konstrukterstva, građevinskih disciplina, inženjerske geologije, hidrogeologije i odgovarajuće inženjerske prakse. Ovo sve skupa moglo bi se nazvati "umjetnost" temeljenja.

Temeljenje

21

VIII Osnovni principi temeljen/a građevinskih objekata____________________


Kada se determiniše koje je temeljenje najekonomičnije, inženjer mora uzeti u obzir, kod daljnjeg projektovanja, strukturu opterećenja, uslove tla i tolerantna slijeganja. Uopšteno se temeljenje može podijeliti na: ( i ) plitko i ( i i ) duboko temeljenje. U poglavlju IX i X obrađene su ove vrste temeljenja, dok su u poglavlju XI i ХП dati načini izvođenja priboja, zagata, građevina od nasutih materijala, osiguranja iskopa, ankerisanja i asanacija klizišta. Neke specifične metode temeljenja date su u poglavlju ХШ. 25.1. SPECIFIČNOSTI GEOTEHNIČKIH RADOVA U GRAĐEVINSKOM KON STRUKTERSTVU Za projektovanje temelja neophodno je poznavanje osobina tla dobivenih u laboratoriji i/ili na terenu, sa odgovarajućim tehničkim analizama i proračunima, što je obrađeno u prvom dijelu ove knjige, u Mehanici tla. Sire promatrano, građevinsko - geotehničko inženjerstvo koristi ova saznanja i istraživanja za primjenu različitih građevinskih zahvata i tehnologija u Zemljinoj kori (Szavits -Nossan i Ivšić, 1994). Poznato je da zahvati u tlu i stenskom masivu datiraju od pradavnih vremena, a oni su izvođeni na bazi različitih tradicionalnih iskustava i rutinerstva, bez provođenja posebnih istraživanja i proračuna. Međutim, današnja tehnologija izgradnje objekata zahtijeva racionalan i savremen pristup rješavanja složenih geotehničkih zahvata u tlu i masivu. Temelj kao posebna i posljednja spona u prelaznom elementu između konstrukcije i tla može osjetno utjecati na konstrukcioni sklop cijelog objekta. U vrijeme priprema ovog izdanja u Evropi (Evropska zajednica) je pokrenuta inicijativa usklađivanja raznih evropskih propisa iz ove i drugih oblasti. Evrokod 7 (Eurocode 7 - EC 7) odnosi se na geotehničke aspekte projektovanja objekata i građevinskih radova i to sa osnovnim zahtjevima za: (i) čvrstoćom, (ii) stabilnošću, (Hi) održavanjem i (iv) trajnošću građevinskog objekta. U cilju definisanja "geotehničkih kategorija" Eurocode 7 posebno propisuje pojedinačno i detaljno zahtjeve za: faznim istraživanjem, opsegom, količinom, kvalitetom, uzajamnostima, interpretacijom rezultata, itd. Posebno značajna je i podložnost svih rezultata istraživanja stalnoj reviziji, dopuni i izmjeni, ovisno o novodobijenim laboratorijskim, terenskim, modelskim i drugim podacima kojima se treba kompletirati cjelokupna slika o podlozi za temeljenje objekta. Kao što je i uobičajeno, EC 7 predviđa također dvije faze geotehničkog istraživanja i to: (i) prethodna (preliminarna) i (ii) projektna (glavna)

22

istraživanja. Ovome treba svakako dodati i (iii) kontrolna istraživanja u fazi izvođenja i eksploatacije objekta. Prethodnim istražnim radovima određuje se opća pogodnost lokacije za predviđeni objekat ili konstrukciju, procjenjuju promjene koje mogu nastupiti izvođenjem radova, te omogućuje planiranje slijedećih projektnih istraživanja. Projektnim istraživanjem treba dobiti potrebne informacije za geotehnički zahvat, uključujući metode, lokaciju i proces izvođenja istraživanja. Moguće je preklapanje ovih dviju faza geotehničkih istraživanja, a po potrebi predviđaju se i naknadni istražni radovi, sve dok se postepenim postupkom ne riješe sve značajne osobine razmatrane lokacije. Za usvajanje geotehničkih parametara i njihovo vrednovanje potrebno je šire znanje iz savremene mehanike tla i stijena, kao i iz geologije, hidrogeologije, seizmike, ekologije i drugih bliskih oblasti. U vrednovanju i definiranju geotehničkih i projektnih parametara treba imati mjeru, s obzirom na potreban cilj i namjeru, te se kao putokaz navodi Burlandov (Burland, 1987) "trokut mehanike tla" (si. 25.1.), kojim se uspostavlja određena ravnoteža između primijenjene mehanike, Tehnički propisi mnogih zemalja bazirani su na metodi dopuštenih ponašanja tla, odnosno stijenskog masiva i realnog tla u profilu povezano sa (dozvoljenih) napona tla i stijenskog masiva. EC 7 predviđa granična stanja iznad iskustvom geotehničara. kojih konstrukcija, odnosno tlo ili masiv, više ne zadovoljava proračunske zahtjeve. NAŠ(i) ANJ « OPITI PRIMJE NJ Pritom raspoznaju se dvaPO stanja: krajnje granično stanje nosivosti (Ultimate E E NA limit state) i (ii) granično stanje upotrebljivosti (Serviceability limit states).PROF 23 [-»ISTRAŽNI Temeljenje Temeljenje TLA IS PIT IVANJA ME H ANIK IL EC 7 zahtijeva od konstrukcije i temelja odgovarajuću trajnost (Durabilitv) RADOVI A TL ATERE i propisuje projektne situacije i projektne •Tzahtjeva E RE NS KA MJE"Trokut RE NJA . MO IS KUS •AN DE LI T A SI. 25.1. mehanike tla" (Burland, 1987)



Krajnje granično stanje nosivosti odnosi se na bilo kakav oblik sloma koji može ugroziti sigurnost ljudi. Granično stanje upotrebljivosti odnosi se na stanja iza kojih specificirani Kriterijumi upotrebljivosti nisu više zadovoljeni. Projektne situacije čine skupovi različitih fizičkih pojava koje treba studirati i dokazati da one isključuju pojavu kritičnog stanja a to su: 1) Kombinacije različitih opterećenja. 2) Prirodna okolina tla ili stijenskog masiva koja uključuje: a) efekat erozije, ispiranja i iskopa što mijenja geometriju površine tla; b) efekat hemijske erozije; c) klimatsko razaranje; d) efekat smrzavanja i formiranja ledene kore; e) efekat oscilacija nivoa podzemne vode uključujući efekat dreniranja, mogućnost plavljenja, greške u drenažnom sistemu itd; f) pojavu plinova u tlu; g) ostale efekte vremena i okoline na čvrstoću i osobine materijala; raspored i klasifikacija različitih zona u tlu i stenskom masivu, uključujući i metode ispucalosti masiva, slojevitost, kraške fenomene, rasjede, šupljine 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 (Tornlinson i Boorman 1995; Szavits - Nossan i Ivšić, 1994; Baguelin i Boorman 1992). Projektni zahtjevi predviđaju provjeru svake moguće situacije, kao i provjeru da nije prekoračeno nijedno granično stanje. Provjera se vrši s jednom ili sa više predviđenih metoda EC 7, čiji se rezultati moraju da uporede sa odgovarajućim iskustvenim rezultatima, kada je to moguće. Trajnost konstrukcije mora se obezbijediti za predviđeni vijek trajanja radi čega se razmatraju: izloženost, upotreba i korištenje objekta, osobine upotrebljenih materijala, oblik elemenata i konstruktivnih detalja, zaštitne mjere, kvalitet rada, nivo nadzora, održavanje objekta i si. 25.2. OPŠTI PRINCIPI PROJEKTOVANJA TEMELJA Evrokod 7 predviđa četiri metode projektovanja i to:

1) pomoću proračuna; 2) pomoću propisanih mjera; 3) na bazi rezultata probnih opterećenja ili modelskih ispitivanja i 4) metodom osmatranj a. 25.2.1. PROMETOVANJE TEMELJA PRORAČUNOM Projektovanje proračunom uključuje sve proračunske modele opterećenja, pomake, osobine tla i drugih materijala, geometriju objekta i određena ograničenja, kao što su npr. prihvatljive deformacije. Svi ovi elementi modela nazivaju se projektne veličine. Kad god je to moguće, proračun treba usporediti sa osmatranjima na terenu iz prijašnjih projekata, te modelima ili analizama. Opterećenja, koja mogu biti koncentrisana, ravnomjerna i prouzrokovana pomacima (od temperature ili slijeganja), razvrstavaju se prema trajanju na: (i) trajna - stalna (G); ( i i ) promjenljiva (0; (iii) prouzrokovana nezgodama -vanredna (nepredviđeni događaji). U stalna opterećenja spadaju težina objekta i instalacija, u promjenjiva naturena opterećenja ili opterećenja vjetrom i snijegom, a u nepredviđene događaje npr. sudar vozova ili eksplozija. S obzirom na promjenu u prostoru, opterećenja mogu biti fiksna i slobodna, odnosno pokretna, a s obzirom na uticaj na tlo, trajna (dugotrajna), trenutna (kratkotrajna) i povremena (privremena). Evrokod 7 propisuje vrijednost projektnih veličina - projektnog opterećenja (Fd) - (osim zemljanog pritiska) koje se dobije direktno ili iz izraza: (25.1.)

Fd=Fk-yp,

gdje je: Fk - karakteristična veličina opterećenja, a Y p - parcijalni faktori sigurnosti za opterećenja i odgovarajući uticaj (tabela 25.1.), koji se detaljnije mogu naći u Eurocodeu 7. Parcijalni faktori sigurnosti za granično stanje upotrebljivosti iznose y F =

22

Temeljenje

Temeljenje

23



1,0.

Parcijalni faktori sigurnosti za konvencionalne projektne situacije pri konačnom graničnom stanju Tabela OpterećenjeParcijalni faktor у,-. 25.1. Nepovoljno djelovanjePovoljno, djelovanje ;Stalno opterećenje uključivo: > težina gornje konstrukcije > tlo, stijena i voda1,0 1,00,95 1,0Promjenljivo opterećenje: > opterećenje vjetrom i nametnuto opterećenje1,31,50 Parcijalni faktori su potrebni radi uzimanja nesigurnosti materijalnih osobina i razlika između vrijednosti dobijenih "in situ" i onih utvrđenih laboratorijskim ili terenskim ispitivanjima kao i nesigurnosti vezane za stepen krutosti ili duktilnosti tla, odnosno stijenskog masiva, vremenske netačnosti kod utvrđivanja nosivosti tla ili konstrukcije, geometrijskih podataka, te uticaja raznih aktivnosti kod izgradnje na osobine tla i stijenskog masiva. Projektne veličine materijalnih osobina (parametara tla i masiva) A'rf utvrđuju se direktno ili pomoću karakteristične vrijednosti X k preko izraza: X d = Хк/ут , (25.2.) gdje je Y m parcijalni faktori sigurnosti za materijalne osobine (tabela 25.2.), koji se mogu detaljnije naći u Eurocodeu 7. Parcijalni faktori sigurnosti materijalnih osobina za uobičajene projektne situacije za konačno granično stanje Tabela 25.2.

MiiiL'riJMliic osobine tg

l'iircijiilni fiikioi y„. 1,20-1,25 1,50-1,80

Za granična stanja pri izvođenju objekta kada ne postoji veliki rizik za život i društvene posljedice, mogu se primjenjivati drugi korijeni iz veličina datih u tabeli. Ove se veličine ne odnose na proračun šipova, već za uobičajene proračune, a služe kao vodilja kad se ova metoda parcijalnih faktora sigurnosti ne primjenjuje. Parcijalni faktor sigurnosti materijalnih osobina za granično stanje upotrebljivosti uzima se u vrijednosti y m = 1,0Geometrijski podaci vezani za nagibe površina tla i masiva, nivoe voda, granice između slojeva, kote iskopa, dimenzije i oblik temelja itd., trebaju se birati saglasno dimenzionalnim tolerancijama konstruktivnih pravila ili radnih specifikacija. Alternativno, one se mogu uzeti u obzir kada se biraju vrijednosti za opterećenje i materijalne osobine. Ograničenja su definisana u Eurocode 7 kao prihvatljiva ograničena vrijednost za parcijalne deformacije, koje zadovoljavaju zahtjeve za granična stanja upotrebljivosti konstrukcije. Totalna i diferencijalna slijeganja i relativne rotacije temelja moraju se procijeniti i sagledati da ne vode nekom od graničnih stanja. Kod proračuna diferencijalnih slijeganja moraju se uzeti u obzir slučajne ili sistemske promjene osobina tla, raspodjela opterećenja, način izvođenja radova i krutost konstrukcije. Proračunskoj metodi geotehničkog projektovanja posvećena je u EC 7 velika pažnja, jer je on ipak najčešći način dokazivanja graničnih stanja. Geotehnički proračuni (analize) obuhvaćaju i parametarske analize, tj. analizu osjetljivosti krajnjeg rezultata na promjene geotehničkih parametara. U prvom dijelu Mehanike tla date su neke od ovih vidova analitičke metode proračuna: nosivosti tla (teorija plastičnosti), raspodjele napona ispod temelja i u tlu, slijeganja, kao i neke poluempiričke metode. 25.2.2. OSTALI NAČINI PROJEKTOVANJA TEMELJENJA Projektovanje propisanim mjerama koristi se kada proračunski modeli nisu na raspolaganju ili su nepotrebni. Ove mjere uključuju tabele dopuštenih pritisaka za razne klasifikacije tla i stijenskog masiva. Ovaj vid projektovanja uobičajen je kod konzervativnog načina projektovanja i za prostije slučajeve temeljenja. Probno opterećenje, u pravoj veličini ili reducirane razmjere, na pločama, šipovima ili na drugim dijelovima konstrukcije, koristi se za projektovanje temelja, što je prije i kod nas korišteno. Pritom treba uzeti u obzir razlike između ispitne lokacije i realne situacije, koje se naročito očituju u razlikama uslova u tlu i ispitnom

22

Temeljenje

Temeljenje

23



mjestu, vremenskim efektima, razmjeri, trajanju opterećenja, itd. Probno opterećenje se često koristi kod projektovanja šipova, ako se rezultati koriste direktno za projektovanje ili kao kontrola proračunate nosivosti. Eksperimentalni modeli također se koriste za projektovanje ili kontrolu proračunatih vrijednosti. Metoda osmatranja koristi se za eventualne korekcije projekta tokom njegovog izvođenja. Za ovo je potrebno uspostaviti sistem osmatranja (monitoring) u toku izvođenja u intervalima, koji omogućuju brzu i pravovremenu interpretaciju i eventualnu korekciju projekta. U prethodnom postubku projektant treba definisati prihvatljive granice ponašanja (npr. deformacije) konstrukcije, te planirati aktivnosti ako se stvarno ponašanje objekta nade izvan predviđenih granica. Metode osmatranja primjenjuju se često kod nasutih objekata, kao i kod drugih tipova brana radi korekcija temelja projekta u toku izvođenja ili nakon njegovog završetka, u cilju provjere ponašanja pojedinih delova ili cjelokupnog objekta. 25.2.3. GEO TEHNIČKO KATEGORIJE

-

INŽENJERSKI

IZVJEŠTAJ

IGEOTEHNIČKE

Evrokod 7 zahtijeva izradu geotehničkog izvještaja i geotehničkog projektnog izvještaja, koji skupa čine dio ukupne projektne dokumentacije, koja se odnose na geotehničku problematiku. Ovaj posljednji izvještaj nije bio uobičajen u građevinskoj praksi, a ima opravdanja da se prihvati i da bude u sklopu glavnog projekta (Szavitz - Nossan i Ivšić 1994; European Committee for Standardization, 1994). Osnovu geotehničkog projektnog izvještaja čini geotehnički izvještaj, koji pored uvoda sadrži: generalni opis gradilišta; generalnu geologiju prostora; opis tla i masiva na bazi historijskih podataka, neposrednih ispitivanja bušotina, probnih istražnih radova; osmatranje gradilišta i laboratorijska ispitivanja, diskusiju dobijenih rezultata, te zaključke i preporuke, kao i eventualne dodatne terenske i laboratorijske istražne radove. Ovaj izvještaj treba da sadrži i detaljan plan nadzora radova, koji treba provjeravati radove tokom izvođenja, ili koji traži održavanje objekta nakon izgradnje. Eurocode 7 predviđa tri geotehničke kategorije. Svakom kategorijom utvrđuje se opseg i kvalitet geotehničkih istražnih radova, složenost proračuna, obim i nivo provjere u toku izvođenja objekta. Na ovaj način daje se složenost, težina i kompleksnost pojedinog geotehničkog projekta. a) Prva geotehnička kategorija obuhvata relativno jednostavne konstrukcije kao npr.: objekte sa silom po stubu manje od 250 kN, ili ispod zida manjom od 100 kN/m, potporne ili razuprte konstrukcije niže od 2,0 m, niske nasipe ispod 3,0 m, jednospratne i dvospratne zgrade na plitkim temeljima ili jednostavnijim šipovima, manje iskope za infrastrukturu, drenaže, objekte koji se mogu projektovati na bazi iskustva itd. U ovu kategoriju ne mogu se uključiti objekti locirani na složenim terenima kao što su: deponije, nagnuti i ručeviti tereni, mehka i rahla tla, nekompaktirani nasipi, iskopi ispod nivoa podzemne vode, bujajuće gline, te veoma ispucali vodopropusni i trošni stijenski masivi. b) Druga geotehnička kategorija odnosi se na objekte i konstrukcije kod kojih su potrebni obimniji i kvalitetniji geotehnički podaci i analize koje mogu zadovoljiti uobičajene postubke projektovanja. Uslovi u tlu i masivu mogu se u ovoj kategoriji utvrditi pomoću uobičajenih rutinskih metoda i laboratorijskih ispitivanja uz primjenu konvencionalnih postubaka projektovanja. Ovdje spadaju plitka temeljenja, šipovi, obimniji iskopi, stubovi mostova, ankerisanja, nasipi i dr. c) U treću geotehničku kategoriju spadaju svi veoma složeni geotehnički slučajevi, koji ne ulaze u prve dvije kategorije, kao npr.: objekti sa izuzetno velikim opterećenjima, višespratnice, brane, veliki mostovi, tuneli i podzemni objekti, temelji opterećeni velikim dinamičkim silama, priobalne konstrukcije, veliki tornjevi, nuklearne centrale, temelji složenih hidro i termoobjekata, objekti osjetljivi na seizmiku, iskopi u složenim geotehničkim uslovima itd. Vidljivo je da ove kategorizacije određuju obim i kvalitet geotehničkih aktivnosti, uz određeni geotehnički rizik. Istražni radovi podešeni su ovim geotehničkim kategorijama. Istražni radovi za prvu kategoriju uključuju vizuelni pregled lokacije i manje istražne radove, pomoću plitkih istražnih jama, plitkih bušotina i penetracijskih testova. U drugu i treću geotehničku kategoriju uključuju se sve tri faze istražnih radova: preliminarna, projektna i kontrolna, koja su objašnjena 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 stubovi, zidovi i raspored opterećenja. Svi vidovi opterećenja moraju biti prikazani. Druga faza obuhvaća studiranje i odabiranje karakteristika tla dobivene istraživanjem terena. Trećom fazom determiniše se dubina temelja i obično odlučuje o načinu -tipu temeljenja. Sa dubinom, tipovima temelja i nosivosti tla ulazi se u četvrtu fazu, u kojoj se vrše proračuni i ocjenjuju ukupna slijeganja konstrukcije, te provjeravaju granična stanja nosivosti i upotrebljivosti. Ovom fazom defmiše se i organizacija izvođenja, nadzor, osmatranje i održavanje objekta.

22

Temeljenje

Temeljenje

23



25.3. OPTEREĆENJA KOJA DJELUJU NA TEMELJ Opterećenja od objekta su uglavnom poznata već samim izborom konstrukcije objekta. Ona se dobiju računanjem svih sila i opterećenja koja djeluju na konstrukciju, zajedno sa vlastitom težinom konstruktivnih elemenata, čime se dobiju sile koje djeluju na pojedine temelje. Prema sada važećem "Pravilniku o tehničkim normativima za temeljenje građevinskih objekata", vrste opterećenja koja djeluju na temelj unekoliko se razlikuju od predloženih vrsta opterećenja Evrokod 7, i dijele se na: (i) glavna, (U) dopunska i (iii) posebna opterećenja. Ova opterećenja uzimaju se shodno propisima koja važe za proračun predviđenih građevinskih objekata. 25.3.1. GLAVNA OPTEREĆENJA U glavna opterećenja ubrajaju se: (i) sopstvena težina objekta, (ii) korisno opterećenje, (iii) hidrostatski pritisak vode i uzgon, (iv) filtracioni i porni pritisak, (v) aktivni i pasivni otpor tla, te (vi) pritisak mirovanja tla. Sopstvena težina konstrukcije i tla dobije se iz zapreminskih težina (sile na jedinicu zapremine) i zapremina pojedinih delova konstrukcije objekta. Prilikom uzimanja vlastite težine tla treba voditi računa je Ii tlo suho, vlažno, zasićeno ili potopljeno i uzeti izraze navedene u prvom dijelu Mehanike tla. Ukoliko se ne raspolaže sa podacima laboratorijskih ispitivanja jediničnih težina tla, mogu se uzeti podaci iz tabela. Orijentaciono se npr. jedinična težina -zapreminska težina vlažnog tla (у ) kreće od 15,0 - 22,0 kN/m3, a najčešće 18,0 -20,0 kN/m3, ukoliko ti o ne sadrži organske ili rudne materije (Dolarević, 1987.). Korisno opterećenje objekta određuje se prema tehničkim propisima za odgovarajući objekat, odnosno konstrukciju i može da djeluje kao: (i) trajno, (ii) trenutno i (iii) povremeno opterećenje. Hidrostatski pritisak i uzgon uzima se u obzir ako je tlo zasićeno vodom, a djeluje podjednako na sve strane i okomito na vodonepropusnu površinu. 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 kreće sa većeg na niži potencijal. Njegova veličina srazmjerna je hidrauličkom gradijentu . (i •/„.). filtracionog toka podzemne vode u razmatranoj tački (vidjeti tačku: "Uzgon i filtracione sile"). Filtracioni ili hidrodinamički pritisak djeluje na čestice tla i masiva kao sila mase u pravcu kretanja vode, čime skreće rezultantu sila u neki kosi položaj. Porni pritisak - natpritisak javlja se u porama ili pukotinama masiva, ako su ispunjene vodom i ima hidrostatski karakter. Porni pritisak (u) ili neutralni napon ima za posljedicu smanjenja ukupne otpornosti tla na smicanje (a' ~ <У - u tj. т = c+ (<т - u)- t g
22

Temeljenje

Temeljenje

23



Kapilarni pritisak javlja se u zasićenom tlu vodom u porama, koje su međusobno povezane i nalaze se iznad nivoa podzemne vode. Veličina kapilarnog pritiska ovisi o veličini i rasporedu uskih i širokih pora u tlu, temperaturi vode, pravcu kretanja vode i visini kapilarnog penjanja vode, što se određuje ispitivanjima u laboratoriji (vidjeti u prvom dijelu: "Kapilarnost i kapilarne sile"). Prosječni kapilarni pritisak kod koloidnih glina iznosi preko 300 kN/m2, dok kod sitnog pijeska iznosi samo do 6,0 kN/m2. Pritisci od zamrzavanja javljaju se ispod temelja pri temperaturi ispod 0° C (273,15 K), ako su pore i šupljine ispunjene potpuno ili delomično vodom. Veličina pritiska određuje se mjerenjem i ispitivanjem zaleđenih površina pri raznim niskim temperaturama. Seizmičke sile na temelje konstrukcije određuju se propisima za aseizmičko građenje (Pravilnik o tehničkim normativima za izgradnju objekata visokogradnje u seizmičkim područjima) ili na osnovu izmjerenih seizmičkih parametara. Vrsta tla i nivoi podzemnih voda mogu da dovedu do povećanja osnovnog stepena seizmičnosti, radi čega je potrebno ustanoviti ove osobine na razmatranoj mikrolokaciji. Preko temelja objekta prenose se i rasprostiru u poluprostor tla sile izazvane vibriranjem i dinamičkim opterećenjem, u obliku periodičnih ili neperiodičnih sila, ili u obliku delovanja udarom ili eksplozijom. Ovi vidovi opterećenja su specifični i zahtijevaju posebna izučavanja i proračune temelja i tla. 25.3.3. POSEBNA OPTEREĆENJA U posebna opterećenja ubrajaju se ona opterećenja koja se ne mogu obuhvatiti prethodnim vidovima opterećenja. Tu prvenstveno spada lučno delovanje u tlu, koje nastaje u posebnim slučajevima deformacije tla, kao posljedica smičućih napona na granicama mase tla, koja se nalaze u stanju granične neravnoteže. Ovo lučno delovanje utječe na raspodjelu i na veličinu pritiska, na graničnim površinama mase tla, koje se uzima u obzir u kombinaciji sa drugim silama, ako to daje nepovoljnije opterećenje (Dolarević, 1987).

25.4. Metode temeljenja Postoji više metoda temeljenja objekata i raznih oblika i veličina temelja i uglavnom one zavise od tehničkih karakteristika objekta ili konstrukcije i osobina tla, odnosno stijenskog masiva. Uobičajena je klasifikacija temeljenja prema načinu i dubini oslanjanja temelja na tlo i masiv na: 1. plitko ili direktno temeljenje i 2. duboko ili indirektno temeljenje. 25.4.1. UOPŠTENO O PLITKOM TEMELJENJU Plitkim temeljima nazivamo takve temelje čija je širina veća ili jednaka dubini temelja ispod terena, a obratno dubokim temeljima. Plitkim temeljenjem mogu se smatrati sva površinska temeljenja kod kojih se opterećenje od građevine direktno prenosi na tlo preko kontaktne površine, koja je uglavnom i najčešće ravna i približno okomita na pravac delovanja opterećenja. Plitko temeljenje primjenjuje se u slučajevima kada je nosivo tlo relativno plitko, a odgovarajućim konstruktivnim sistemom može se obezbijediti odgovarajuća sigurnost. Po pravilu, plitko je temeljenje ekonomičnije od dubokog temeljenja, te ga treba primjenjivati uvijek i tamo gdje se odgovarajućim mjerama može postići potrebna stabilnost objekta u pogledu nosivosti i slijeganja tla ispod objekta. Danas postoji više tehničkih rješenja za poboljšanje nosivosti, odnosno čvrstoće na smicanje i smanjenje slijeganja tla, tako da se i slabija tla mogu pripremiti za plitko temeljenje. Plitko - direktno temeljenje obavlja se na više načina, sa temeljima raznih oblika i veličina. U osnovi razlikuju se slijedeći tipovi temelja: a) temelji samci; b) temeljne trake, temeljni nosači; c) temeljni roštilji - temeljne trake u dva pravca; d) temeljne ploče - ravne, ojačane rebrima i kasetirane (ćelijaste). Izbor tipa plitkog temeljenja ovisi od više faktora, a u biti od dispozicije objekta, njegove težine i nosivosti tla. a) Temelji samci koriste se obično kod manjih težina objekta i boljih karakteristika tla i to ispod stubova okruglog, kvadratnog, pravougaonog ili

22

Temeljenje

Temeljenje

23



višeugaonog presjeka. Temelji samci se danas rijetko izvode od kamena, opeke ili betonskih blokova, a najčešće od nabijenog ili armiranog betona. Mogući su razni oblici temelja, kao što su npr.: pravougli, pravougli sa gornjim zakošenim licem, stepenast sa jednom ili više stepenica. Na slici 25.2.a-f dati su razni mogući oblici temeljnih stopa za nearmirani i armirani beton.

®

и Ч п

1 TTT ttt TTT t T1 1 -ffl-

1'

1

® SI. 25.2. Tipovi temelja samaca: nearmirani beton za čelični stub (a), zakošena gornja površina temelja (b), stepenasti temelj (c), pločasti armirani temelj (d), zakošen armirano - betonski temelj (e), temelj u vidu pečurke - ljuske (f).

Ukoliko je veće opterećenje, a tlo slabijih osobina, potrebno je povećati površinu nalijeganja, što se postiže temeljnim trakama u jednom ili u oba pravca, ili temeljnim pločama. b) Temeljne trake prenose opterećenje sa zidova ili sistema stubova na tlo (sl.25.3.-a,b). Ekonomičnije je i tehnički lakše izvesti temeljne trake nego više pojedinačnih temelja, posebno kada su blizu jedan drugog. Osim temeljnih traka koriste se za veća opterećenja i temeljne trake ojačane nosačima - gredama, najčešće sa gornje strane (sl.25.3.-c). Oblici temeljnih traka mogu biti i trapezastog ili drugog oblika (sl.25.3.-d,e), ovisno o konstruktivnim pojedinostima objekta.

22

Temeljenje

Temeljenje

23

vni principi temeljenja građevinskih objekata


c) Temeljni roštilj prenosi opterećenje na tlo preko unakrsno postavljenih temeljnih traka - nosača (si.25.4.). Ako su trake blizu jedna drugoj, razmatra se mogućnost izrade temeljne ploče, za koju je iskop za temelje jednostavniji.

34

Temeljenje

Temeljenje

35



P R E S J E K A-A Jz___hi

34

Temeljenje

Temeljenje

35



I, p,

ll' IIP Ili" 111

ljL_

ЗтТТТТТТТТт

®

©

*-----в-----

^„тТтттттт +—в —+-

±

_ф_ј-

4—

—Jf.

® Sl.25.3. Tipovi temeljnih traka - temeljnih nosača: ispod zida (a), ispod pojedinačnih stubova (b), temeljna traka ojačana gredom na gornjoj strani (c), osnova trapezastog oblika temeljne trake (d) i temelji samci spojeni temeljnom trakom (e).

d) Temeljne ploče ravne, ojačane stopama oko stuba ili gredama, te ćelijaste - kasetirane - sandučaste ploče (sl.25.5.) koriste se na tlima slabe nosivosti, kao i u slučaju kada su stubovi samci ili temeljne trake - grede na malom odstojanju. Temeljne ploče su korisne za redukciju diferencijalnog slijeganja na tlu različitih fizičko mehaničkih osobina ili gdje je široka varijacija u opterećenju između susjednih stubova. Ovaj vid temeljenja je krajnji slučaj plitkog temeljenja. Ojačavanje ploča može biti izvedeno prema dolje (sl.25.5. - b) ili prema gore (sl.25.5. - c). Povoljnije je ojačavanje ploča prema gore, ako to dozvoljava tehnička koncepcija objekta. Na slici 25.5.- d data je sandučasta ili ćelijasta ploča, koja se primjenjuje kod veoma stišljivog i podvodnog tla. Bi —rt-------------и------•------Џ--------------ж7\Тк a T k L - a T k -

34

Temeljenje

U

aTk

Temeljenje

35



pT-rt---------------rt--------------rt-------------rt-----1 Т CTITk_____/1 К______/NI^Z _Z7lTrvl

^^■-ф

Sl.25.4. Temeljni roštilj sa zakošenom gornjom površinom temelja.

-»г_р*

•^t-j—р_јв-ј- —јчр-ј

—

ооон \

\

\

f R »VOKUTN £/°Č EU JE

DHBH

©

:

Sl.25.5.

Tipovi temeljnih ploča: ravna ploča (a), ploča ojačana oko stubova prema dolje (b), ploča ojačana gredama - rebrima (c), ćelijasta - sandučasta temeljna ploča (d).

25.4.2. UOPŠTENO O DUBOKOM TEMELJENJU Pod dubokim - indirektnim temeljenjem smatramo sva ona duboka temeljenja kod kojih se opterećenje od objekta prenosi u/na dublje nosive slojeve tla pomoću posebnih konstruktivnih elemenata. Duboko temeljenje primjenjuje se uvijek u slučaju kada su gornji slojevi slabo nosivi i jako stišljivi, a bolje nosivo tlo nalazi se relativno duboko ispod površine tla. Normalna funkcija indirektnih konstrukcija je da prenese opterećenje od objekta na dublje zone tla bolje nosivosti i manje stišljivosti. Duboko temeljenje nezamjenjivo je za temelje objekata i konstrukcija iznad nivoa vode, kao što su temelji stubova mostova, kejovi, naftne platforme itd. Prenosne konstrukcije dubokog temeljenja dijele se obično na:

Temeljenje na šipovima: na površini moćne mehke gline (a), na nasipu (b),konstrukcija iznad nivoa vode (cj, ispod nivoa podzemne vode (d), obalni stup mosta (e) i obaloutvrda od ankerisanih šipova (f), gdje je: mehka glina (1), sabijeno tlo (2), nasip (3), stijena (4), voda (5), anker - zatega (6), šip na pritisak (7) i šip na zatezanje (8). 34

Temeljenje

Temeljenje

35



a) šipove (pilote); b) bunare; c) kesone (pneumatsko temeljenje); d) podzemne konstrukcije specijalnog izvođenja (dijafragme, te razna poboljšanja tla). Odabiranje tipa dubokog temeljenja ovisi o mnogo uticajnih faktora kao npr. od: (i ) vrste tla, (u) visine podzemne i površinske vode, (i i i ) vrste objekta i konstruktivnih pojedinosti, te od (i v ) načina i mogućnosti izvođenja pojedinih vrsta dubokog temeljenja. a) Sipovi raznih tipova su prvi indirektni elementi koji su od pamtivijeka korišteni za prenošenje opterećenja na dublje zone veće nosivosti tla i manjeg slijeganja. Koriste se u slučaju da u normalnom nivou tla nije moguće preuzeti opterećenje objekta temeljima samcima trakama ili temeljnim pločama (si. 25.6. a), ili konstrukcija leži na dubokom stišljivom tlu - nasip (si. 25.6. - b). Temeljenje pomoću šipova je konvencionalni metod izgradnje konstrukcija iznad nivoa vode (si. 25.6. - c), ili ispod nivoa podzemne vode (si. 25.6. - d), kao i kod izrade upornjaka mostova i obaloutvrda (si. 25.6. - e,f). Sipovi se koriste za preuzimanje sile u ankerima kod priboja, zagata i si. (si. 25.6. - f), kao i kod sanacije klizišta. Sipovi se izvode pojedinačno, u jednom ili više redova, vertikalno ili koso, ovisno o vrsti opterećenja. Mnogobrojna teoretska i eksperimentalna ispitivanja ukazuju da mehanizam nosivosti šipova u šljunkovito pjeskovitom i koherentnom tlu nije još ni danas dovoljno razjašnjen. b) Bunari se primjenjuju u slučajevima kada je pobijanje šipova ili talpi otežano zbog heterogenosti tla i pojave kamenitih blokova, samaca ili konglomerata. Kada su manje dubine do nosivog tla, pobijanje šipova je obično neracionalno, jer je potrebna glomazna mehanizacija za mali obim radova. Terenski uslovi, tehnička sredstva koja stoje na raspolaganju, prostorni smještaj, eventualne vibracije na susjedne objekte i si. utječu na opredjeljenje za izvođenje bunara. Bunari se izvode najčešće pojedinačno i obično su okruglog presjeka (si. 25.7. - a), a mogu biti i povezani u jedan sistem kod većeg koncentrisanog opterećenja (si. 25.7. - b i c). Sandučasti bunari (si. 25.7. - d) izvode se u sličnim okolnostima kao i okrugli bunari. Različitog su oblika i često se rade van mjesta primjene, pa se kao plovni objekti dovoze do mjesta temeljenja i spuštaju posebnim kranovima sa skele ili plovnog objekta. c) Kesonsko ili pneumatsko temeljenje (sl.25.8.) primjenjuje se za veće dubine (max. do 35,0 m) i kada se ne.može u bunaru osvojiti priliv vode, odnosno unošenje materijala u bunar. Dovođenjem komprimiranog zraka određenog pritiska u radni prostor kesona sprečava se prodor vode, omogućuje dobar uvid u rad i obezbjeđuje siguran kvalitet temelja. Međutim, rad radnika u kesonu ograničen je na kratko vrijeme i

34

Temeljenje

Temeljenje

35

VIII Osnovni principi temeljenja građevinskih objekata ' __________________________________________________

25.

Uvod, opterećenja i metode temeljenja

skopčan je sa mnogim ljudskim, transportnim i zdravstvenim poteškoćama, zbog čega se ovaj vid temeljenja primjenjuje samo u izuzetnim slučajevima. objekta izvodi se armirano - betonska dijafragma, preko koje se prenosi opterećenje objekta na dublje zone tla.

- I Г-

Sl.25.7. Temeljenje na bunarima: pojedinačan okrugli bunar (a), spojeni bunari (b), odvojeni bunari povezani u zajedničku konstrukciju (c) i sandučast bunar (d).

38

Temeljenje

SI. 2 5.8. Keson za pneumatsko temeljenje: radni prostor (1), dovod zraka (2), odvod zraka (3), penjalice (4), korpa za iskopani materijal (5), oštrica kesona (6), bentonitska suspenzija (7), ulaz u radnu komoru (8), izvoz materijala (9).

Temeljenje

39


25.


--н—г

CI

38

Temeljenje

Temeljenje

39


25.


Primena armirano - betonskih dijafragmi posebno je podesna u urbanim sredinama, gdje se najčešće izvode temelji u neposrednoj blizini postojećih objekta i u skučenom gradilišnom prostoru. Na ovaj način rješava se osiguranje građevinske jame i koristi kao nosivi konstruktivni temeljni dio objekta.

*----2-- *--- 2--*--- 2--*--- ?-- ±---?-Jf- dijafragme: izliven beton (I), faza betoniranju (II), Sl.25.9. Izvođenje faza iskopa (III), gdje je: bentonitska suspenzija (I), kontraktor (2), ugrađen beton (3), grabilica (4).

Danas je razvijena tehnika mašinskog bušenja ili iskopa velikih cilindričnih profila do znatnih dubina, tako da je u posljednje vrijeme ovaj vid temeljenja praktički potisnuo pneumatsko temeljenje. d) Podzemne konstrukcije izvode se posljednjih decenija raznim specijalnim strojevima u cilju vodozaptivanja terena, osiguranja građevinske 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 mašinskim iskopom uskog rova, koji se ne razupire već privremeno osigurava bentonitskom suspenzijom. Iskop i ispuna glinovitim, nearmiranim i armiranim betonom vrši se po kampadama i u fazama (si. 25.9.). Kao konstruktivni elemenat

38

Temeljenje

Temeljenje

39

Vili Osnovni principi temeljenja građevinskih objekata

Pored dijafragmi u podzemne konstrukcije ili poboljšanja osobina tla, koriste se danas sve više metode: konsolidacionog i veznog injektiranja, plitkog i dubokog sabijanja tla (vibroflotacija), dinamičke konsolidacije, kao i

druge metode koje će biti opisane u metodama poboljšanja osobina tla. Kod temeljenja složenih objekata sa različitim opterećenjima, te kod raznolikog sastava tla po dubini, koriste se kombinovane vrste plitkog i dubokog temeljenja. Kao primjeri više kombinovanih različitih metoda temeljenja prikazana su dva poznata svjetska centra, na slikama 25.10. a i b.

POGLAVLJE I X PLITKO - DIREKTNO TEMELJENJE

DJELIMlĆNO RASPADNUT A DJELIMIČNO NE GLINAC '-3™ BUNAR BETONOM

RASP ADN UT UZOUZ PJES ZAPUNJEN i STUPA PO i.5MN CAR - NI PRESJ / EK NASIPI MEHK! GUNOVItl LAPOR S N.RV. DJELIMIČHO RASPADNUT PJEŠČAR Г

RASPADNUT A BUNAR BETONOM \ DJELIMlĆNO NE GLINAC ZAPUNJEN

I-ф4л --1

MJ. TOMLINSON, 1995.

-IES3 MEKANE GLINE PJEŠČANI ŠLJUNAK LONDONSKA GLINA PJEŠAK ŠLJUNAK

jjÊ [1-

Sl.25.10. Duboko bunarska temeljenje banke za razvoj u Singapore (a) (Tomlinson i Boorman, 1995) i presjek kroz Shell Centre u Londonu sa različitim metodama temeljenja i dijagramom slijeganja (b) (Measor i Williams 1962).

" Ako je tehnologija veliki stroj, znanje je zasigurno gorivo koje ga pokreće." A. Toffler, 1972. ( "Future Sliock ")

IX PLITKO - DIREKTNO TEMELJENJE prvom dijelu analizirani su osnovni Kriterijumi plitkog obrazloženo Dimenzionisanje i Sleganje plitkih temelja, te dat osvrt na primjenu kompjuterskih metoda kod analize i projektovanja plitkih temelja. Pored dimenzioniranja prema Kriterijumu sloma tla i Kriterijumu dopuštenih slijeganja, date su opšte postavke za krajnje granično stanje i granično stanje upotrebljivosti, koja se predviđaju Evropskim standardima za geotehničko projektovanje (Eurocode 7). Način dimenzionisanja temelja samca dat je za nearmirane i armirane betonske temelje, opterećene centrično i ekscentrično, kao i njihovi konstruktivni detalji. Temeljni nosači analizirani su za opterećenja koja se prenose preko zidova i pojedinačnih stubova.

40

leme ljenje

41


Za temeljne ploče dati su osnovni tipovi i njihova Primena. Statička analiza prikazana je za konvencionalni način proračuna, kao i za proračun fleksibilnih ploča na elastičnoj podlozi. U ovom poglavlju obrađeni su:

27. 28. 29.

26. Kriterijumi, Dimenzionisanje, Sleganje i analiza plitkog temeljenja. Temelji samci. Temeljni nosači i Temeljne ploče.

26. KRITERIJUMI, DIMENZIONISANJE, SLEGANJE TEMELJENJA

Л

ANALIZE PLITKOG

Prema Terzaghiju i Pecku (Tercagiju i Peku) plitkim temeljenjem definišu se takvi temelji kod kojih je širina veća ili jednaka dubini temelja, kako je to i u uvodnom dijelu navedeno. Obično se pod plitkim ili direktnim temeljenjem podrazumijevaju sva površinska temeljenja i načini oslanjanja u kojima se opterećenje od građevine prenosi na tlo, preko kontaktne površine, koja je uglavnom ravna i približno okomita na pravac delovanja opterećenja (Dolarević, 1987). Ova definicija može da se prihvati za normalne veličine temelja, ali ne i za uske i veoma široke temelje. Zbog ovoga neki autori preporučuju izbjegavanje termina "plitko temeljenje", tako da se u geotehničkom izvještaju definiše odnos dubine prema širini temelja. 26.1. OSNOVNI KRITERIJUMI PLITKOG TEMELJENJA U prvom dijelu dat je pristub projektovanju temelja sa aspekta nosivosti, slijeganja i konsolidacije tla ispod temelja. Međutim, neke važne promjene u tlu nastaju neovisno o dodatnim naponima izazvanim opterećenjem temelja, o kojima treba voditi računa pri određivanju elemenata temelja. Primjeri takvih kolebanja u tlu su: (i) bubrenje i skupljanje tla pod uticajem vlažnosti i temperaturnih uslova, (ii) dubina smrzavanja, (iii) isušivanje, (iv) opasnost od ispiranja tla, (v) klizanje kosina, (vi) rudarska i druga regionalna slijeganja, (vii) slijeganja za vrijeme udara, eksplozija i vibracija, ili drugi slični uticaj i. Potreban je oprez kod analize efekata ovih promjena na konstrukciju, bilo da utiču na lokaciju temelja ili na poduzimanje potrebnih tehničkih mjera, kako bi se izbjegle nepoželjne posljedice. Dimenzije temelja projektuju se prema kritičnom opterećenju, odnosno dopuštenom naponu i slijeganju ustanovljene vrste tla i stvarne veličine opterećenja. Međutim, kod usvajanja dubine temelja mora se voditi računa o minimalnom ukopavanju koje je ovisno o navedenim klimatskim i drugim faktorima i promjenama u tlu. Mnoge zemlje definisale su standardima minimalne dubine temeljenja s obzirom na dubinu smrzavanja. U Norveškoj npr. i sjevernim regionima Kanade utvrđeno je daje efekat izdizanja tla usljed smrzavanja do dubine 1,2 - 2,0 metra sa veličinom izdizanja 10 - 30 cm (Tomlinson i Boorman, 1995). Prema Britanskom standardu preporučuje se minimalna dubina od 0,45 m, za obezbjeđenje temelja protiv smrzavanja, osim u predjelima sa dužim periodima mraza, gdje je veća dubina poželjna. Normalno je da dubina temelja bude ispod dubine u kojoj se osjećaju sezonske klimatske pojave. Do ove dubine su obično niže vrijednosti čvrstoće na smicanje tla, što ovisi o vrsti tla i lokalitetu. Efekti klimatskih promjena variraju po dubini, a kreću se od 1,20 - 1,50 m, a u tropskim i suptropskim područjima i dublje. Dubina smrzavanja određuje se na osnovu višegodišnjih mjerenja, osmatranja i iskustva. Orijentaciono, mogu se usvojiti u našim područjima slijedeće dubine smrzavanja: a) za područja sa sredozemnom klimom i nadmorskom visinom ispod 500 m n.m. dubina treba da iznosi 0,40 m. b) za područja sa kontinentalnom klimom minimalnu dubinu smrzavanja usvojiti 0,80 m. Na ove dubine potrebno je dodati još 0,10 - 0,20 m radi obezbjeđenja, da ne dođe do smrzavanja ispod samih temelja (Dolarević, 1987). Probleme u temeljenju mogu da izazovu bubrenja i skupljanja, odnosno isušivanja pojedinih vrsta tla, kao što su npr. glinovita i ilovičasta tla. Kod šljunka, pijeska i pješčane prašine ne postoji štetna opasnost od isušivanja i skupljanja, odnosno bubrenja. Ispitivanjem treba ustanoviti dubinu ovih promjena, jer se kod nekih vrsta tla, i kod male težine objekta, mora nekada temeljiti i na dubini 3,0 m, da bi se izbjegle pojave isušivanja i bubrenja.

40

leme ljenje

41


U izvjesnim slučajevima mora se voditi računa o efektima korijenja vegetacije i drveća. Efekti vlažnosti različiti su sa vegetacijom i bez vegetacije i drveća, a korijenov sistem, koji doseže i do 5,0 m dubine, može da izazove i određene pritiske. Poteškoće sa ispiranjem i erozijom uglavnom su vezane za pješčana tla. Unutarnja erozija može biti rezultat filtracije podzemne vode kroz pore i pukotine, koja ispire fine čestice tla, što dovodi do slijeganja i urušavanja tla. Posebne poteškoće u temeljenju može izazvati filtracija vode iz otpadnih industrijskih devastiranih materijala u deponijama i kod flotacije ruda, što može dovesti i do urušavanja takvih deponija. U ovome slučaju se mora ispitati dubina ispiranja i postaviti temelje dublje ili preuzeti tehničke mjere zaštite razmatranog područja. Površinska erozija javlja se kod sipkih i nevezanih kategorija tla u područjima sa jakim vjetrovima i tekućim - najčešće bujičarskirn tokovima vode. Pored određivanja dubine temelja, na osnovu moguće erodivnosti tla, potrebne su i tehničke mjere površinske i dubinske zaštite, uključujući i pošumljavanja. Uopšteno, područja sklona klizanju treba izbjegavati za gradnju. Kod plitkih klizanja mogu se poduzeti tehničke mjere na sprečavanju uzroka klizanja. Opterećenje temelja će nekada malo i nimalo uticati na faktor sigurnosti, ali ostali uticaji kao zasijecanja, nasipanja, navodnjavanje, odvodnje i si. imaju značajan efekat na stabilnost kosina. Kod stijenskih masiva primjenjuju se ankerisanja i mjektiranja, u cilju poboljšanja i osiguranja padina, kosina i zasjeka. Ponašanje objekata sa temeljima u pritisnutim zonama je drugačije od onih u zatežućim zonama šire razmatranog područja. U prvom slučaju kose sile teže da slome objekat, a u drugom da ga razvuku. Uopšteno, u ovim slučajevima i kod opterećenja temelja horizontalnim silama treba izvršiti provjeru stabilnosti na klizanje koja se obezbjeđuje sa povećanjem dubine temeljenja i drugim tehničkim mjerama. Eksplotacijom podzemnih sirovina, metodom pumpanja nafte, prirodnog gasa i soli iz podzemlja stvaraju se šuplji podzemni prostori koji imaju negativnog efekta na površinu zemlje. Kod nas je poznat ovaj slučaj u području Tuzle, gdje je zbog crpljenja soli (isoljavanja) došlo do utonuća delova grada i oštećenja pojedinih objekata. U ovakvim i rudarskim područjima 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 seizmičkim aktivnostima, željezničkim tunelima i izvođačkim aktivnostima, te (ii) vibracije izazvane ekscentričnom rotacijom ili udarom strojeva unutar objekta. Za aseizmičko građenje postoje propisi prema kojima se vrši temeljenje objekta dok u drugom slučaju temeljenje predstavlja posebnu specijalnost koja se u literaturi zasebno obrađuje. Najčešće to su izolovani i duboki temelji koji se odvajaju od osnovne konstrukcije, prema specifičnim metodama. 26.2. PRORAČUN NAPONA NA KONTAKTNOJ POVRŠINI TEMELJA I TLA Opterećenje od objekta na tlo prenosi se preko kontaktne - dodirne površine temelja i tla u dublje zone tla ispod temelja. Ovi naponi nazivaju se kontaktni naponi i dijelom su obrađeni u prvom dijelu ove knjige (12.1.). Proračun se provodi na dva načina i to: (i) pravolmijskom raspodelom pritisaka na dodirnoj površini i (U) metodom elastičnosti. Do sada uobičajen način pravolinijske raspodjele pritisaka predstavlja veoma grubu aproksimaciju stvarne raspodjele pritisaka koja se dobija tačnijim i savremenim metodama proračuna, baziranim na deformabilnosti (savitljivosti) temelja i stišljivosti tla. Pri proračunu metodom elastičnog poluprostora koristi se postubak izjednačavanja deformacije temelja objekta i tla, odnosno princip podudarnosti elastične linije temelja i linije slijeganja tla.

40

leme ljenje

41

26. Kriterijumi, Dimenzionisanje, slijeganje

I X Plitko - direktno temeljenje

___________________________ i

analize plitkog temeljenja

U cilju određivanja reaktivnog pritiska na kontaktu temelja i tla za prvi slučaj proračuna koristio se ranije modul reakcije tla (koeficijent posteljice - k). On se zasniva na pretpostavci da je napon (cr), odnosno pritisak (p), proporcionalan slijeganju (s) u svakoj tački poluprostora ispod opterećene površine (vidjeti prvi dio, tačka 8.3.3.). Ova hipoteza nazvana još Winklerova hipoteza, a u suprotnosti je sa postavkama teorije elastičnosti i to zbog slijedećih razloga: a) Temelj se ne sliježe ravnomjerno, već je po pravilu ugnut prema dolje. b) Tlo se ne sliježe samo ispod opterećene površine, već se ono prenosi i na bokove (si. 26.1.). c) Veličina modula reakcije tla dobije se ispitivanjem tla na kružnim pločama raznih dimenzija, koje utječu na dobivene veličine modula reakcije tla. Sa povećanjem dimenzija ispitne ploče dobijena vrijednost opada i obratno. Danas se po pravilu interakcija između temelja i tla računa prema metodi elastičnosti. Od krutosti i elastičnosti temelja, te o vrsti tla ovise kontaktni pritisci i oni se međusobno razlikuju, a još više se udaljuju od pravolinijske raspodjele pritisaka (sl.26.1.). Za ocjenu apsolutne krutosti temeljne konstrukcije primjenjuje se koeficijent apsolutne krutosti za koji postoji više izraza u literaturi (Dolarević, 1987). Za linijske pravougaone temeljne nosače koeficijent apsolutne krutosti može se odrediti iz izraza: (26.1.)

(a = k-s)

(K),

K = ^-\>0A, gdje je:

Et BL

Eb, E, - modul deformacija betona, odnosno tla h 4 presjeka temelja (m ); B - širina temeljnog

- moment inercije poprečnog nosača (m); dužina

L -

temeljnog nosača (m). Ukoliko je

K>

4, temeljni nosač može se smatrati apsolutno krutim. Za kvadratne (L =

в)

i pravougle (^/

) temeljne ploče krutost se određuje prema izrazu: . (26.2.) K = 4 3 0A

^lJ± > L E, BL B Ц/L

Za A' > 0.4 temeljna ploča se smatra krutom. Ukoliko je koeficijent krutosti (K) za okruglu temeljnu ploču dijametra D (m) veći ili jednak 0,4, temeljna okrugla ploča smatra se krutom, tj.:

A7 = 6^->0,4. E, D

(26.3.) Za krate (sl.26.1.-a,c,d) i fleksibilne (sl.26.1.-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 - tlo (Dolarević, 1987).

у f

~ i

X

Б

1 p

A

D 1 l=o

— ®

48

Temeljenje

Temeljenje

31



___________________________ i


Sl.26.1. Šematski prikaz slijeganja krutog temelja (a) i fleksibilnog (b), gdje je: Sleganje (1), sa elastičnom linijom temelja (3) i linijom, slijeganja tla (4), te dijagramom pritiska (2) i to za glinu (a-2), pijesak i šljunak (c-2) i srednji tip materijala (d-2).

Dok su za glinu pritisci veći na krajevima nego u sredini temelja (sl.26.1.- a-2) dotle su kod pijeska i šljunka pritisci veći u sredini, nego na krajevima temelja, koji su praktički beznačajni (sl.26.1.-c), (Tomlinson i Boorman, 1995). Ovakve raspodjele kontaktnih pritisaka proizlaze iz krutosti, odnosno fleksibilnosti (elastičnosti) temelja i osobina tla. Kod apsolutno krutog sistema temelja elastična linija slijeganja temelja je prava linija (sl.26.1.a-3), dok je teoretska linija slijeganja tla za ravnomjerno opterećenje kriva izbočena prema dolje (sl.26.1.a-4). Pošto u svakoj tački mora postojati kontakt između temelja i tla, i iinija slijeganja tla mora biti prava. Ovo dovodi do preraspodjele pritisaka i to tako da se na krajevima povećavaju, a u sredini smanjuju (kod koherentnog tla i stijenskog masiva), što opet ovisi o vrsti tla. Kod fleksibilnog temelja slučaj je suprotan (sl.26.1.-e), tj. elastična linija slijeganja temelja je jače izbočena prema dolje (si.26.1 .e-3), nego linija slijeganja tla (sl.26.1.e-4) za ravnomjerno opterećenje. U ovome slučaju podudarnost linije slijeganja tla i elastične linije temelja izaziva koncentraciju reaktivnog pritiska na sredini, a smanjenje na krajevima. 26.3. DIMENZIONISANJE 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 i to:

a) Opterećenje konstrukcije na temelj mora biti znatno manje od opterećenja koje može da izazove slom tla ispod temelja, odnosno zahtijeva se određeni koeficijent sigurnosti u odnosu na pojavu sloma.

b) Sleganje temelja treba biti u dopuštenim granicama, odnosno mora biti toliko da ono ne izazove

štetne posljedice na konstrukciji objekta. Sažeto rečeno, Dimenzionisanje temelja vrši se na bazi dopuštenih napona, odnosno dopuštenog opterećenja tla, koje se dobije na bazi Kriterijuma sloma tla, odnosno kritičnog opterećenja, te Kriterijuma dopuštenih slijeganja. Nacrt Evropskog pravilnika za geotehniku (Eurocode 7) obrađuje šire uslove za Dimenzionisanje plitkih temelja samaca, traka, roštilja i ploča, koji se radi uporedbe sa našom dosadašnjom praksom sažeto navode u narednoj tački. 26.3.1. KRAJNJE GRANIČNO STANJE I GRANIČNO STANJE UPOTREBLJIVOSTI Evrokod 7 predviđa provjeru barem slijedećih graničnih stanja: (i) gubitak opće stabilnosti, (ii) nosivost tla, (iii) slom usljed klizanja, (iv) slom konstrukcije zbog pomjeranja temelja, (v) prekomjerna slijeganja, te (vi) nedozvoljene vibracije. Predviđaju se dvije metode dimenzioniranja plitkih temelja: a) direktna metoda dimenzioniranja sa svim vrstama analiza za svako granično stanje uz korištenje proračunskih modela, projektovanih veličina i parametara tla, te b) empirijska metoda proračuna korištenjem i upoređenjem iskustava, rezultata terenskih i laboratorijskih ispitivanja. Prva metoda obuhvaća modele bolje od druge, koji opisuju mehanizme sloma tla za krajnje granično stanje (za kritično opterećenje), te analizu deformacija za granično stanje upotrebljivosti (Szavitz - Nossan i Ivšić 1994.). Krajnja granična stanja kod plitkih temelja provjeravaju se za: (i) nosivost tla, (ii) opću stabilnost, (iii) klizanje, (iv) opterećenje sa velikim ekscentricitetom, te (v) slom konstrukcije usljed pomaka temeljne konstrukcije. Proračun nosivosti tla provodi se poluempirijskim metodama baziranim na "in situ" testovima ili opažanjima temelja na sličnom tlu. Daju se preporuke za određivanje nosivosti tla i stijenskog masiva poluempirijskim metodama baziranim na rezultatima dobivenih presiometrom. Opea stabilnost provjerava se u slučajevima temeljenja na kosinama i prirodnim padinama, pored iskopa ili potpornih konstrukcija, uz obale rijeka, kanala, jezera, morskih obala, te pokraj rudnika ili drugih podzemnih objekata. Za slučaj da tlo ili stijenski masiv ispod temelja ukazuje na uslojenost ili diskontinualnost

48

Temeljenje

Temeljenje

32



___________________________ i


moraju se njihove osobine uzeti u obzir kod pretpostavljenog mehanizma sloma i proračunskog modela sa izabranim parametrima čvrstoće i deformabilnosti. Kontrola opasnosti od klizanja temelja provjerava se kako za drenirano tako i nedrenirano tlo, analitičkim i empirijskim metodama. Definirajući pojam velikog ekscentriciteta (npr. 1/3 širine odnosno dužine pravouglog temelja), EC traži posebne mjere opreza (npr. konzervativno određivanje potrebne širine temelja). Propis zahtijeva također provjeru vertikalnih i horizontalnih diferencijalnih pomaka temelja konstrukcije izazvanih projektovanim opterećenjem pri konačnom graničnom stanju. Ako pomaci temelja izazvani opterećenjem za konačno granično stanje vode slomu konstrukcije, potrebne su obimnije i složenije analize, što klasificira konstrukciju u treću geotehničku kategoriju. Kod graničnog stanja upotrebljivosti treba odrediti ukupna i diferencijalna slijeganja tla, te slijeganja usljed rotacije temelja u tlu. Propisi EC 7 dopuštaju korištenje, između ostalih i primjenu naponsko deformacionih metoda, te prilagođene elastične metode za proračun slijeganja tla, ispod temelja. Naponi u tlu računaju se na osnovu raspodjele napona u elastičnom i u izotropnom i homogenom poluprostora, uz linearnu raspodjelu kontaktnih pritisaka. Za Sleganje koristi se integracija vertikalnih specifičnih deformacija, uz primjenu modula stišljivosti dobivenih laboratorijskim ispitivanjima, ili ispitivanjima "in situ". Diferencijalna slijeganja i relativne rotacije treba procijeniti i uporediti sa Kriterijumumom za granično stanje upotrebljivosti. Propis EC 7 traži da se kod plitkih temelja diferencijalna slijeganja pretpostave min 10,0 mm, osim ako nisu

48

Temeljenje

Temeljenje

33


I X Plitko ~~ direktno temeljenje

konstruktivno spriječena gornjom konstrukcijom, bez obzira na proračunom dobijene vrijednosti. Temelje izložene vibracijama treba dimenzionirati tako da ne dođe do rezonancije između frekvencije vibrirajućeg stroja i frekvencije tla, te da vibracije ne izazovu nedopuštena slijeganja. 26.3.2. DOPUŠTENO OPTEREĆENJE PREMA KRITERIJUMU SLOMA TLA U poglavlju 14. obrađena je detaljnije nosivost tla ispod temelja na osnovu Kriterijuma sloma tla i dopuštenog opterećenja. Kritično opterećenje (opterećenje sloma ili granično opterećenje - qj), odnosno dopušteno opterećenje (qj) određeno je prema modelima više autora i prema Pravilniku o tehničkim normativima za temeljenje građevinskih objekata (Pravilnik). U ovoj tački bit će prezentirana neka novija saznanja i izrazi za kritično opterećenje tla. EC 7 preporučuje za projektovanu nosivost u dreniranim uslovima: ~ = c ■ Nc ■ sc ■ ic + q'-Nq ■ sq ■ iq

+ 0,5 • f-B'-N ■ s ■ i , r

y

y

(26.4.) sa slijedećim bezdimenzionalnim projektnim faktorima: > nosivosti:

^ c =0V-- l )cf g^; i V y =2(^- l ) W ' ;<5>%

(26.5.)

> oblika temelja: 'B' ' =1+J^ /^jsrncp' za pravougaoni oblik temelja; s g

sq =l+sm(p'

za kvadratni ili kružni oblik temelja; B'/ (26.6.)

sy

i

=l-0,3^ y^, j za pravougaoni temelj;

sy =0,7 za kvadratni ili kružni temelj;

sc ={s q N q

—l

)l(Nq

-l) za pravougaoni,

J

kvadratni

ili kružni oblik temelja; > nagiba opterećenja, prouzrokovanog horizontalnom silom H paralelno efektivnoj stranici temelja L': H

/iy + A'c'ctg
l

V

^

•;

(26.7.)

> nagiba opterećenja, prouzrokovanog horizontalnom efektivnom (korisnom) stranicom B': i ^l-[0,lHj{V + A-ć-ctg(p% V = 1 - [H/{V + A-ć-ctg(p%

silom

H

paralelno

sa

q

L

(26.8.)

Oznake u jednadžbi 26.4. obrazložene su u poglavlju 14. Vrijednosti dobivene za projektovanu nosivost tla prema mnogim autorima i propisima se međusobno razlikuju, što ovisi o datim izrazima za projektovane faktore. Vrkljan i Matković (1994) uporedili su projektovane nosivosti tla (dopuštena nosivost) određene Terzaghijevim i EC 7. izrazom i formulom datoj u Pravilniku (sl.26.2.). Uočljivo je da sadašnji Pravilnik u određenom domenu daje nešto konzervativnije rezultate zbog nepovoljnog uticaja propisanog faktora dubine (d ). c

3 5 0 Sr*0.980.960.940.92Sc*1.011.021.031 .04dcs1.351.351.231.18 Temeljenje Sl.26.2. Prikaz dopuštenih opterećenja prema: Terzaghiju Fs = 2,0(1) 52 iFs = 3,0(2), Evrokod 7. sa Fr =1,2(3), Pravilniku F^ 1 5 =1,8(5), za dubinu temelja £> = l,0m i osobine tla: =1,2(4)г'^

53 Temeljenje



Seizmička nosivost tla za plitke temelje je dosada nedovoljno izučavana i publikovana. Nedavno je Richards (Ričards i dr., 1993) razvio teoriju seizmičke nosivosti, od koje se iznose najosnovnije postavke (Tomlinson, Boorman, 1995).

,.l 1 A 68 '° 1

2

3

4

5

6

7

8

9

I

I

I

I

I

1

10

ODNOS DUŽINE I ŠIRINE T E MEL JA L/ B Sl.26.3. Elastično Sleganje fleksibilnog (1) i krutog (2) temelja (a) sa dijagramom vrijednosti koeficijenata cc,a av iar ovisno o odnosu dužine i širine temelja (b) gdje je v Poissonov koeficijent, a M modul deformacija - elastičnosti (Braja, 1995).

(Џв)

Na izvjesnom odstojanju plitkih temelja može doći do oštećenja, odnosno sloma tla za vrijeme seizmičkih događaja. Na slici 26.3. prikazana je priroda sloma tla ispod temelja za ovu analizu. Na ovoj slici uglovi i ugla & , tj.:

к

NcE,NqE iNyE = f((p.&). gdje je:

(26.10.)

t? = —— ,s tim da je: (26.11.) 1 ~~ k v k h - horizontalni koeficijent akceleracije za vrijeme zemljotresa i k v - vertikalni koeficijent akceleracije za vrijeme zemljotresa. U slučaju kh =kv =0 jednadžba 26.9. postaje: q f =c- N c +yN q +OŽ - Y B - B-N Y , (26.12.) Na slici 26.3.-b dati su odnosi seizmičkih i statičkih faktora nosivosti sa uglovima # i uglovima smicanja (p .

26.3.3. DOPUŠTENO OPTEREĆENJE PREMA KRITERIJUMU DOPUŠTENIH SLIJEGANJA Da bi se odredilo Sleganje neke tačke ispod temelja, potrebno je poznavati: (i ) sastav tla (U) modul deformacija - stišljivosti i (iii) raspodjelu napona u tlu (vidjeti poglavlje 12.). Ove osobine i njihovo definisanje opisani su u navedenom poglavlju, te će u ovoj tački biti prezentirani samo podaci o modulu deformacija i dozvoljenim opterećenjima iz literature i važećih propisa za koherentno i nekoherentno tlo. U narednoj tački date su i druge metode proračuna slijeganja plitkih temelja.

52

Temeljenje

53 Temeljenje



26.3.3.1. Numeričke vrijednosti modula deformacija tla Veličina, tok i vrijeme slijeganja različito se ponašaju kod jako propusnog i slabo propusnog tla. Isto tako, metode određivanja modula deformacija, prema kojem se računa Sleganje, različite su kod ove dvije vrste materijala. Ukupno Sleganje (s) računa se prema metodama klasične teorije elastičnosti ili prema modificiranim teorijama elastičnosti koje uzimaju u obzir elastičnu anizotropiju poluprostora po dubini. Za aproksimativne proračune slijeganja mogu se uzeti moduli stišljivosti (Mv) prema zbijenosti nekoherentnog materijala i prema konzistenciji, odnosno monoaksijalnoj čvrstoći koherentnog materijala prema tabelama 26.1. i 26.2., koje su date prema važećem Pravilniku (SI.list 34/74). Indeks relativne zbijenosti (gustoće) može se odrediti laboratorijskim ispitivanjem (jed.4.22.), ili procijeniti na bazi broja udaraca (N) standardnog dinamičkog opita prema obrascu (Dolarević, 1987): 1 2N / =±lg-------tH----(26.13.) D 2 61,8 + 0,01? gdje je:

52

Temeljenje

53 Temeljenje

26. Kriterijumi, Dimenzionisanje, slijeganje ______________________________________ i analize plitkog temeljenja


q-

vertikalno opterećenje ^

ispitivanje; N -

{kN/

2

2

1

j

za mjesto i dubinu, gdje je izvršeno

, u nekoherentnom tlu;

400( /m-Ckđ - otpornost prodiranja šiljka ( ^N/ Ukoliko se apsolutna i relativna računska slijeganja ne dokazuju posebnom detaljnom analizom slijeganja temelja, dopušta se maksimalno računsko Sleganje od 2,5 cm u nekoherentnom, a 5,0 cm u koherentnom tlu. 26.3.3.2. Kriterijumi dopuštenih opterećenja za koherentno i nekoherentno tlo Pravilnikom iz 1974. godine data su dopuštena opterećenja

{q d ) za. temelje

Moduli stišljivosti za Tabela nekoherentno tlo NEKOHERENTNO TLOIndeks relativne zbijcnosti Dopušteno 26.1. opterećenje za {l D )Modul stišljivostiSitan i srednje krupan Tabela nekoherentno tlo Srednje i sitan ptjesakDopušteno opterećenje (дЛ 26.3. pijesakRastresitI D <0,35Mv<7,5 ш' JCrupni pijesak i šljunakZbijenostRelativna zbijenost I D Relativna , zbijenost Srednje zbijen0,36-0,657,5 - 15,0 lDZbijenost Zbije;i0,66-0,8515,0-30,0 Vrlo zbijen0,86-1,00Mv>30,0Krupan pijesak i 102040 šljunakRastresitI D < 0,35M v < 15,0 Srednje zbijen0,36 - 0,6515,0-30,0 0Rastresit pijesak Zbijen0,66-0,8530,0-60,0 100140180 Vrlo zbijen0,86 - 1,00M v >60,0 Rastresit Moduli stišljivosti za koherentno tlo 0,35 Tabela 26.2.

МОП1-1. INDEKS KONZISTENCIJE STIŠLJIVOSTI Vrijednosti date u tabelama 26.3. i 26.4. odnose se na glavna i dodatna "■(%) 0,00 opterećenja, Srednje te zbijen za označeno pijesak minimalno opterećenje tla = y - D ) . Širina temelja GLINE VRLO MEHKE 0,25 0, 50 c uzeta v je pod pretpostavkom da iznosi do 80 cm, a slijeganje 2,5 cm, s tim da je nivo 150250320 MEHKE 0,26-0,50 0,5-2,0 podzemne vode niži od širine stope Srednje temelja (B). zbijen SREDNJE 0,51 -0,75 Vrijednosti2,0u-5,0 datim tabelama mogu 0,65 se koristiti u intervalu opterećenja PLASTIČNE 1 m širine temelja B od 0,80 do 1,60 m, ako GLINE I KRUTO PLASTIČNE 0,76-1,00 1 - 40 5,0 - 10,0 PRAŠINE POLUTVRDE se poslužimo 10,0-20,0 c > 1,00 aproksimacijom da određenom produktu0,35 odgovara isto tako ukupno TVRDE /с > 1,25 20 Zbijen pijesak dopušteno opterećenje Dakle, vrijednosti između Kod fleksibilnih temeljnih traka ili temelja samaca, navtlu bezl naročite 1 2 1 d heterogenosti u sastavu i na međusobnoj udaljenosti pojedinih temelja većoj 210360600 linearno se inteipoliraju po Dodi 7,0 m, mogu se dopustiti diferencijalna slijeganja veličine 50%, apsolutnih Zbijen Ako jeoko razlika između stope temelja i nivoa podzemne vode manja od širine računskih slijeganja u nekoherentnom tlu, odnosno 25% u koherentnom tlu. temelja B, zadane vrijednosti smanjuju se0,85 za 50 KOHERENTNO TLO

I <

(q)

I

(q

M <

J^^/2j

B-yD M > q -B =q -B . I q.

q

(ш/,").

Vrlo zbijen pijesak

0,65

330590800 Vrlo zbijen 1,00 0,85

u nekoherentnom i koherentnom tlu, u odnosu na dopuštena slijeganja (tabela 26.3. i 26.4.).

37

Temeljenje

Temeljenje

57

26. Kriterijumi, Dimenzionisanje,


slijeganje ________________________________ i analize plitkog temeljenja

Dopuštena nosivost koherentnog tla, ako se uzme u obzir osnovno i dodatno opterećenje za širinu temelja 80 cm, a za dopušteno Sleganje 2,5 cm, može se dobiti iz izraza: Ako je dopušteno Sleganje manje od 5 cm i B manje od 1,60 m, onda se može koristiti dati izraz 26.15.

Dopušteno opterećenje za Tabela koherentno tlo J ',Ј:::ЈЛ'ШШШ:Ј(ШШ '} =opterećenje (q d ) 26.4. : (%)PrašinaKonzistencija :>Indeks konzistencije /, Indeks konzistencije'KonzistencijaVrlo mehka0,00 0,25 Mehka 20 0,50 Srednje plastična 50 Ч'а = Ч<1+^ 0,75 0,75

(26.14.)

Kruto plastična 100 1,0 1,0 Polutvrda 200 Polutvrda 1,25 1,25 Tvrda 400 Tvrda

uz linearnu interpolaciju. U tabeli 26.5. data je proračunata - dopuštena nosivost temelja na pijesku i šljunku u ovisnosti od broja udaraca pri SPT (standardni penetracioni test). Uzima se da nivo vode ne dospijeva do nivoa temelja i da Sleganje u dužem periodu ne prelazi 5 cm, za jedan izolirani trakasti temelj. Vrijednosti nosivosti za temelje samce širine do 3,0 m mogu se približno dva puta povećati. (Tomlinson, Boorman, 1995; Burland, Burbidge, 1985).

Temeljenje na pijesku i šljunku na minimalnoj dubini 0,75 m (Burland, Burbidge, 1985) Tabela 26.5. OPIS TLAN-vrijeđnost SPTDopušteno opterećenje îAf/S-.-u'j Za širinu temelja (m) 1.0 . .4 0 Vrlo zbijen pijesak i šljunak>50800600500Zbijen pijesak i šljunak30 - 50500 - 800400-600300-500Srednje zbijen pijesak i šljunak10-30150-500100-400100 300Rastresit pijesak i šljunak5 - 1 0 50- 15050- 10030 - 100 Temeljenje

59



slijeganje ________________________________ i analize plitkog temeljenja

Temeljenje na glinovitom tlu minimalne dubine 1,0 m ispod nivoa tla (Burland, Burbidge, 1985) OPIS GLINENedrenirana Tabela 26.6. "čvrstoća na jj. smicanje : шVrijednosti ^tere^ja .^'it)^~'j ::: Za širinu temelja (m)

gdje je qd dato u tabeli 26.4., a q = y - D .

1.0.......2.04,0Tvrdo kompaktno zbijena i tvrdo ispucala glina>300800600400Vrlo zbijena kompaktna glina, vrlo zbijena plava londonska glina (polutvrda)150-300400 - 800300 - 500150 250Kruta ispucala glina i siva londonska glina, kruto plastična glina75 - 150200 - 400150 - 25075-125Čvrste normalno konsolidovane gline, fluvio - glacijalne jezerske gline (srednje plastične)40-75100 - 20075-10050-75Mehke normalno konsolidovane aluvijalne gline20-4050-10025-50Beznačajno

Za širine temelja B između 80 i 160 cm, a za dozvoljeno Sleganje veće od 2,5 cm (sd > 2,5) može se izračunati dozvoljeno opterećenje koherentnog tla iz izraza: 9 >^гЧ,+У- 0. (26-15.) a gdje je: qd - vrijednost iz tabele 26.6. za koherentno tlo; B - širina temelja u cm; sd - dopušteno Sleganje, s tim ako je izraz 32- s d / B veći od jedan, ova se jednadžba ne može primijeniti. Ako se u statičkom proračunu uzimaju u obzir samo glavna opterećenja, vrijednosti se mogu smanjiti za 20%, a ako se uključe i posebna opterećenja, vrijednosti u tabeli se mogu povećati za 20%. Proračunata dopuštena opterećenja temelja na glinovitom tlu data su u tabeli 26.6. (Burland, Burbidge, 1985). Rezultati su bazirani na londonskoj glini, s tim da u dužem periodu slijeganja ne prelaze 5 cm.

Temeljenje

59

IX Plitko — direktno temeljenje

26.

Kriteriju mi, Dimenzi onisanje, slijeganj e _________ ' analize plitkog temeljen ja

26.4. METODE ODREĐIVANJA SLIJEGANJA PLITKIH TEMELJA

60

Temeljenje

40

Temeljenje


26.


м

60

Temeljenje

41

Temeljenje


2 (i-v

60

k>

Temeljenje

26.


42

Temeljenje

26.



(26.20.)

(i)

U osnovi se Sleganje temelja i tla, usljed vanjskog opterećenja, može podijeliti na: trenutno (direktno, momentalno ili elastično) Sleganje i konsolidaciono Sleganje, odnosno konsolidacija Trenutno Sleganje temelja odigrava se za vrijeme ili odmah nakon izgradnje objekta. Konsolidacija tla e odvija se u dužem vremenskom periodu, ovisno o vrsti tla i uslovima dreniranja vode iz tla. Sleganje temelja razmatrano je u poglavlju 13, kao i u tački 26.3. pri analizi kritičnog opterećenja temelja. Način proračuna slijeganja temelja bit će analiziran sa više detalja u slijedećim podtačkama.

(po) (ii)

(p ).

26.4.1. PRORAČUN TRENUTNOG SLIJEGANJA FLEKSIBILNIH I KRUTIH PLITKIH TEMELJA

i H=°°

Teoretski, ako je D = 0 (sl.26.3.), a za idealno fleksibilni temelj trenutno elastično Sleganje (pe) prema Harriju (1966), može se izraziti u obliku: (26.16.)

za ugao fleksibilnog temelja i (26.17.) za centar fleksibilnog temelja, gdje je:

\ f

1

a = Pм e

x

l-v2 f-,

ja i

P _Mq -B( e

L-v2)z,

V

sll + n2 + П sll + n2 — n

л

+1

ln

sll + n2 - 1 L

(26.18.)

l

/l + n2

(L/e),

a ta vrijednost je, ovisno o odnosu dužine i širine temelja prikazana na dijagramu slike 26.3., dužina, odnosno širina temelja (m). Srednje trenutno Sleganje za fleksibilni temelj može se, također, prikazati u obliku:

LiB-

Vrijednosti

oiaviar

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

1995). Ako se nestišljivi sloj stijenskog masiva nalazi na ograničenoj dubini (H), onda stvarno Sleganje može biti manje od računski dobivene vrijednosti prema datim jednadžbama. Međutim, ako je dubina veća od 2B - ЗВ, stvarno Sleganje neće se znatnije mijenjati. Vertikalno konačno Sleganje u bilo kojoj tački na površini elastičnog poluprostora (p d ) kružne ili pravougaone ravnomjerno opterećene površine može se također dobiti iz jednačine (analogne jednadžbi 26.16.) koju je dao Schleicher (Šlajher, 1926) u obliku (Dolarević, 1987): (26.21.) gdje je:

60

Temeljenje

43

Temeljenje

26.


q - ravnomjerno opterećenje na tlo (za ukopani temelj: q = q - y ■ D ) q0 - pritisak od vanjskog opterećenja (ш/ m ); 0

Kriteriju mi, Dimenzi onisanje, slijeganj e _________ ' analize plitkog temeljen ja (kN / m 2 );

2

у' - efektivna težina na jedinicu zapremine (kN / m 3 ); D - dubina ukopavanja (m); Cd - koeficijent oblika i krutosti temelja (tabela 26.7.); li/t V

izraza:

м oblika i krutosti (Cg) Vrijednosti koeficijenata Tabela 26.7. TemeljTAČKE (Slika 26.7.)Prosječno k Knmii1,000,64OM0,640,85Kružni (krati)0,790,790,790,790,79Kvadratni1,12 0,560,760,76, 0,95Kvadratni (kruti)0,990,990,990,990,99Pravougaoni —1360,670,890,971,15= 2,01,520,760,981,121,30= 3,01,780,881,111,351,52= 5,02,101,051,271.681,83= ! 0,02,531.261,492.122,25= 100,04,002,002,203,603,70 '

a

(26.19.) Međutim, za slučaj krutog temelja trenutno Sleganje je drugačije od prethodnog i može se dobiti iz

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

60

Temeljenje

44

Temeljenje


IX Plitko - direktno temeljenje

slijeganje ______________________________________ i analize plitkog temeljenja

zbijen pijesak 0,30 - 0,45; muljevit pijesak 0,20 - 0,40; pijesak i šljunak 0,15 - 0,35; srednje plastična glina 0,20 - 0,50 (Braja, 1995). Terzaghi (1955) preporučuje ovaj koeficijent u nešto izmijenjenim veličinama. Jednadžba 26.21. može se koristiti i za Sleganje krutih temelja kružnog ili kvadratnog oblika (tabela 26.7.), koji se ravnomjerno sliježu po cijeloj opterećenoj površini.

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

Za krute temelje pravougaonog oblika ravnomjerno Sleganje (p0) može se približno proračunati na osnovu slijeganja fleksibilnog temelja u pojedinim tačkama iz izraza: Ovakav način proračuna slijeganja moguć je i za izlomljeni oblik temelja. Ovaj postubak obrazložen je u prvom dijelu knjige, kod iznalaženja napona ispod pojedinih tačaka. 26.4.2. PROCJENA SLIJEGANJA PLITKIH TEMELJA NA PIJESKU I ŠLJUNKU Iz analize proračuna slijeganja temelja date u poglavlju 13. vidljivo je da se Sleganje temelja na pijesku i šljunku i drugim nasutim zrnastim materijalima obavi odmah nakon opterećenja temelja. S obzirom daje teško uzeti neporemećene uzorke tla iz ovakvih materijala, ne praktikuje se laboratorijsko ispitivanje za delerminisanje njegovih deformacionih karakteristika. Sleganje temelja na pijesku i šljunku procjenjuje se poluempirijskim metodama baziranim na SPT (Standardni penetracioni test - Standard penetration tests) ili CPT (Statički penetracioni test šiljkom - Cone penetration tests). Danas postoji više poluempirijskih izraza za proračun slijeganja temelja na pijesku i šljunku, od kojih se za neke navodi samo korištena literatura. a) Približno Sleganje na bazi SPT ustanovili su Schultze i Sharif (Sulce i Šarif, 1973) na bazi odnosa između broja udaraca (N), dimenzija temelja (L i B) i dubine ukopavanja temelja (D) i koeficijenta slijeganja, (s) tj.: s- q P =&7(l - + 0,4D/B) №'

za H/B > 2,

(26.25.) (26.22.)

gdje je: pc i pk Sleganje fleksibilnog temelja u tački c i k. Sleganje tačke izvan opterećene površine, kod kružnog presjeka na odstojanju izračunati za kruti kružni temelj (si. 26.4.-b), iz izraza: 2 . B Pn

=

7i

2r

—

Pc-arc

(26.23.)

r

(tačka n), može se

sin—'

Sleganje proizvoljne tačke izvan (si. 26.4.-G, tačka и), ili unutar opterećene površine, može se dobiti superponiranjem slijeganja ugaonih tačaka od opterećenja različitih pozitivnih i negativnih pravougaonika, koji imaju zajednički ugao u toj tački. Tako npr. za tačku n (si. 26.4.-a) formiraju se pravougaonici čiji će zbir slijeganja biti: p„ = р(и,1,2,3)+ p (/7,3,4,5)- р(л,1,6,7,)- р(и,5,8,7) (26.24.) gdje je: - opterećenje u ravni temelja (ш/т )', s - koeficijent slijeganja (mm|i/V/m ) - dijagram na slici 26.5. /V-broj udaraca; 2

62

Temeljenje

2

Temeljenje

45



slijeganje ______________________________________ i analize plitkog temeljenja D\ B —

dubina ukopavanja, odnosno širina temelja

(m); H -

dubina ispod temelja do čvrste baze

(m). Izraz je ustanovljen na bazi korelacije broja udaraca (N) sa osmatranim Sleganjem 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 empirički odnos na bazi rezultata SPT, za Sleganje temelja na pijesku i šljunku, koji sadrži: faktor oblika, korekcioni faktor dubine, vremenski faktor, srednji neto pritisak, maksimalni efekat pritiska u ravni temelja i indeks pritiska (Tomlinson i Boorman, 1995). b) Približno Sleganje na bazi ispitivanja statičkim prodiranjem šiljka prema Schmertmann-u i dr., (1978) može se izraziti u obliku (Tomlinson i Boorman, 1995; Braja, 1995):

62

Temeljenje

Temeljenje

46



________________________________________________________________________________________________ t analize plitkog temeljenja

(26.26.)

47

Temeljenje

65




ШЈт

2

Moduli deformacija (M ) dobiju se množenjem statičkog otpora prodiranja šiljka (с ) sa 2,5 za kvadratne, odnosno sa 3,5 za trakaste temelje. м

A——* 0.2 0.5 /*✓ //A' i-'

£ 100 E

*" Л7 № 0/В> (1.0.4 H/B2 2

0.3 0.S

0.4

KORIST M<=2.5(1 SE -kd/tKORiSП / SE M=3.5 Сц/ // /-/f 7— t

2 3 i 5 10 20 30 40 50 ŠIRINA TEMELJA (ml

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 UTICAJNI FAKTOR VERTIKALNIH NAPONA Ii

REDUKClONi 1 2

IJU 0.5

TABELA 26.8. FAKTOR н / в < 2 5

100

0.91

ОЈИ

0.87

0.85

0.78 0.52

072 0.18

O.SS 0.43

0.S5 о.зв

Sl.26.5. Dijagram koeficijenta slijeganja ( s ) ovisno o širini temelja ( B ) dobiven na bazi rezultata SPT ( a ) , sa skicom temelja ( b ) i tabelom redukcionog faktora za H / B < 2 (26.10.), prema Schultzeu i Sharifu, 1973).

48

Temeljenje

65




0.5. 0.!

/£LG\

to LLiii '

u m u

ЛГО-К*! 2

B

Ltemelj BkL

B z o i ->l0

IIIIL dubina

Šiljka

gdje je:

49

Temeljenje

65




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

C, = 1 - 0,5------korekcioni faktor dubine; Д„ vrijeme - vremenski faktor puzanja; C2=L + 0,21OG,, godine 0Д A p = q - q ' = q - y D - neto opterećenje u ravni temelja; /. - uticajni faktor vertikalnih napona (si.26.6.); ДГ - debljina sloja tla;

M

- modul deformacije ( temelja.

Es

oznaka u originalu);

B iL

- širina i dužina

l

Uticaj vertikalnog napona z dobije se iz dijagrama na slici 26.6. i to za kvadratne temelje kriva = 1, a za trakaste temelje kriva ^£ > 10. Vrijednosti za pravougaone %<10 dobiju se interpolacijom. 26.4.3. POČETNO SLEGANJE PLITKIH TEMELJA NA ZASIĆENOJ GLINI Uopšteno je, za slučaj konstantnog modula deformacija tla (M) pogodna metoda Janbua i dr. (1956), koja je modifikovana od strane Christiana i Carriera (Kristian i Karier, 1978). Jednadžba predstavlja prosječno početno Sleganje fleksibilnog temelja (pe) na zasićenom glinenom tlu (Poissonov koeficijent v = 0,5), a ima oblik (Tomlinson i Boorman, 1995; Braja, 1995):

■ А г-А2

q B (26.27.)

gdje je:

Аг-

faktor ovisi o odnosu debljine opterećenog sloja i širine temelja i širine (L/J?) temelja (sl.26.7.-b).

50

Temeljenje

(H/B)

i od odnosa dužine

65

26. KRITERIJ

IX PLITKO - DIREKTNO TEMELJENJE

SLIJEG

A2 - faktor ovisan od odnosa dubine ukopavanja ( D ) i širine (D/B) temelja (sl.26.7.-a). ч

VRIJEDNOS ол 0 0TI F, i F 0 0 0. 0 0 2 L/B 1 . 3 . . 6 . -- f—<1 ./ deformacija (М„) koristi se za proračun početnog slijeganja temelja na glini prašinastoj glini. 2 1 5 7 8 1 Proračun početnog slijeganja (pc), fleksibilno opterećene površine, može se ... J..., . Boorman, 1995): ____________i________] PE=A„-B.(L-V^,

tj.

elastičnog dobiti iz

slijeganja jednadžbe

ispod ugla (Tomlinson i

(26.28.)

;!./Ђ-г i / f / ii ii \ 11 o odno 1 1 1/ iVRI.EONDSTI Sl.26.7. Faktori A^(b) i A»L/B= (a) za 5proračun srednjeg početnog/ i 2 s h/ B gdje je:iI opterećene površine (Christian i Carrier, 1978). slijeganja 1 fq - neto pritisak temelja; n fF,B \ L(--- širina ) i dužina temelja; ^Ј—)i I ш

t1M) - modul 0.1 deformacija 02 tla;0.3 0.4 v Poissonov koeficijent (tabela 26.9.) I\\_/B = 5t ч I ! I iluf 0.5

H - debljina stišljivog sloja ispod temelja; VRIJEDNOSTI F, i F, I P - uticajni faktor (dijagram na slici 26.9.)

B=10 3 = шL/в=; \-t-r

0 . 6

' !i

i i i 1i 0 0 . . 7 8

Jednadžba 26.28. se navodi i radi • !njenog korištenja prema Evrokodu 7. za proračun slijeganja kao 4 proračun totalnog slijeganja, tj. prilagođena elastična metoda. Sa dreniranim modulom deformacija (МD ) vrši I i1se početnog slijeganja i konsolidacije 1}./B= 1 /В=со\ iL/B=temelja na šljunku, pijesku, prašini i glini. Nedrenirani modul

V n SI.26.8. Dijagram za proračun početnog slijeganja (pe) na uglu temelja fleksibilno opterećenu zonu na površini elastičnog sloja (Tomlinson i Boorman, 1995). Poissonov (Poasonov) koeficijent Tabela 26.9. VRSTA TLA

Poissonov koeficijent (v)

(nedrenirana) GLINA (mehka, nedrenirana)

0,5

PRAŠINA PIJESAK STIJENA - KAMEN

0,3 0,1-0,3 0,2

GLINA

0,1 -0,2

Vrijednosti za faktor F, i F2 date su na dijagramu (sl.26.8.), u ovisnosti od odnosa H / B i L/B . Elastično Sleganje ne treba računati za debljinu (H) veću od 423.

51

TEMELJENJE

TEMELJENJE

67

26. Kriteriju mi, Dimenzi onisanje , slijeganj e analize plitkog temelje nja


___________________________ i

26.4.4. SLEGANJE EKSCENTRIČNO OPTEREĆENIH TEMELJA

68

Temeljenje

Temelje nje

52



___________________________ i

F s

68

=M=Fl Q

Temeljenje

Temelje nje

53



___________________________ i

(26.30.) Način proračuna slijeganja u tačkama 26.4.1 - 26.4.3. odnosi se na Sleganje centrično opterećenih temelja. Ekscentrično opterećeni temelji bit će podvrgnuti vertikalnom slijeganju i rotaciji temelja (sl.26.9.). Georgiadis i Butterfield (1988) predlažu slijedeći tok determinisanja slijeganja (p) i rotacije (0) temelja pod takvim uslovima opterećenja (Braja, 1995): > Za poznato opterećenje (Q) temelja i ekscentriciteta (e) traži se Sleganje e i rotacija temelja (t), uz korištenje izraza za kritično opterećenje po Brinch Hansenu ili drugim autorima f -jedn. 14.25.). > Pronaći konačno opterećenje za stvarnu površinu opterećenja:

(p )

(q

Qu( e )=qfA'=q f -B'-L'. (26.29.) Odrediti konačno opterećenje Qu(e=0) za isti temelj, ali za e = 0 (centrično opterećen temelj, jedn. 14.25.), a zatim: :

(26.31.)

Q{e=0)-

2.0

-

fh

vertikal no slijega nje

z

7 o

1.5 ш 1.0 o

A = B-t

L#

C M

Se-slijeganje -©--

rotacija- nagib e- ekscentricitet

6

i шo

~(/§5)CL»e, ISS3 ;Whrtman "Л-^ ;Richart,1967!

Sl.26.9. Elastično slijeganje (pj izazvano ekscentrično (ej opterećenim temeljom. 0.5 i

TI 2

I

l

I

67

в 9IO

ODNOS L/B

Sl.26.10. Koeficijenti Д, f52 i C u ovisnosti od odnosa L/B (Braja, 1995).

Q(e.=o) J

e

dopušteno opterećenje za temelj za

Fs = F t ,

za uslov centrički

opterećenog temelja. > Za opterećenje <2(e=0) na temelj proračunati Sleganje (pe(e=0)) koriste 68

Temeljenje

Temelje nje

54

IX Plitko - direktno temeljenje =1/ "7* ti >0.5,


0, lp-F,.F2!—)t' /

___________________________ i

se izrazi dati u ovome 26. poglavlju. > Za Sleganje (pe) i rotaciju (?) koristiti slijedeće izraze:

Pe =Pe ' (еЛ

(26.32.)

1-2 —

> Determinisanje koeficijenta (faktora) sigurnosti

68

(F s)

Temeljenje

za ekscentrično opterećeni temelj:

Temelje nje

55

26. Krit erij umi , Dim enzi onis anje , slije gan je


______________

anal ize plitk og tem elje nja

> Sleganje za e = 0:

68

Temeljenje

Temeljenje

i

56



______________


Фм))

68

U

i

„ 2 ^ („ \

Temeljenje

Temeljenje

57



______________


i

(26.33.) (jedn. 26.19. 26.20.).

68

Temeljenje

Temeljenje

i

58



slijeganje _____________________________ _____________________________ ' analize plitkog temeljenja

> Rotacija - nagib: e/ B B=TG (26.34.) gdje je: C - ВФ2 faktori ovisni o odnosu UB i dati su na slici 26.10. /3, se odnosi na vertikalno Sleganje, a В2 na rotaciju temelja (Lee, 1963; Whitman i Richart, 1967). Osim jedn. 26.34. postoje i drugi slični izrazi za iznalaženje nagiba temelja samaca, kao stoje npr. (Dolarević 1987): > Nagib u podužnoj osi temelja:

> Nagib u

(26.35.) poprečnoj, kraćoj osi temelja: Pv -e ■2 К (26.36.)

\tge2 = gdje su: в1 i62 - uglovi nagiba temelja; pv - ukupno vertikalno opterećenje, koje djeluje na temelj sa ekscentricitetom (kN);

(a) v

samaca

pokretnim

- srednja vrijednost Poissonovog koeficijenta; К г i K 2 - bezdimenzionalni koeficijenti koji ovise o odnosu strana L/B (sl.26.11.) sr

Kod ekscentrično opterećenih temelja ili traka može doći do naginjanja temelja. 2 4 6 8 Ш Ovo je kod nekih konstrukcija izuzetno 2 4 6 ODNOS 8 10 važno kao npr. kod nekih kranskih staza, DUŽINA mostova i u industrijskim objektima, sa velikim ODNOS DUŽINA opterećenjem L/B unutar objekta. Zbog naginjanja može doći do promjene L/B raspona, što može utjecati na slobodan profil, odnosno ometanje Dijagramiza određivanje slobodnog kretanja krana i dr.

L/B

Sl.26.11. koeficijenata K, (a) i K2 (b)

26.5. PRORAČUN KONTAKTNIH NAPONA ZA LINEARNU RASPODJELU Vidjeli smo u tački 12.1. i 26.2. da kontaktni naponi ovise od više faktora kao'npr. od: (i ) krutosti temeljne konstrukcije, (i i ) fizičko - mehaničkih osobina tla, (iii) veličine i raspodjele opterećenja, (i v ) veličine i vrste opterećene površine, (v) dubine temelja, (vi ) nivoa podzemne vode, (vii) dubine nestišljive geološke formacije itd. Kod proračuna slijeganja tla, pretpostavlja se linearna raspodjela pritisaka (napona) na kontaktu temelj tlo, što na ukupnu vrijednost slijeganja nema značajnijeg uticaja. Međutim, kod statičkog proračuna temelja pretpostavljena linearna raspodjela može imati veliki uticaj na rezultat te u ovome slučaju treba biti obazriviji pri proračunu temelja. U praksi je praktički nemoguće uzeti sve faktore u obzir, radi čega se često koristi pojednostavljeni način (do temelja graničnih dimenzija 4,0 m) pravolinijske raspodjele kontaktnih pritisaka (Dolarević, 1987). a) Ekscentricitet u jednoj ravni. Kao stoje poznato, ivični napon (ст12) ili pritisak (#____), za temelj opterećen ekscentrično u jednom 59

Temeljenje

71 Temeljenje



slijeganje _____________________________ _____________________________ ' analize plitkog temeljenja

pravcu (e) i pod pretpostavkom pravolinijske raspodjele pritisaka (q), dobije se iz poznatog izraza: p, 0"l,2 = — ±

A

60

M P , P- e _ + W A W '

Temeljenje

71 Temeljenje


(26.37.) e1 i e 2 - odstojanje rezultante od osovine temelja u podužnom i poprečnom pravcu (те); BiL - širina, odnosno dužina temelja (m); M s r - srednja vrijednost modula deformacija (kN / m 2 );

61

Temeljenje

71 Temeljenje


26. Kriterijumi, Dimenzionisanje, slijeganje __________________________________________________________________ __________________________________________________________________ ' analize plitkog temeljenja

gdje je: P - vertikalna sila (/c/V); B - širina temelja (m); L - dužina temelja (m); M = P-e - vanjski momenat (kN m );

62

Temeljenje

Temeljenje

71

26.


Kriterijumi,

Dimenzionisanje, slijeganje

___________________________

i analize plitkog temeljenja

A = B - L - površina temelja i m 2 ); W - B- L2/6 - moment otpora za pravougaoni presjek; e = Mj P - ekscentricitet vertikalne sile opterećenja. Uvrštavanjem poznatih izraza za A i W dobije se jednadžba u poznatom obliku:

1±-

(26.38.) B P (. . 6-4 BL Pri proračunu ivičnih napona mogu nastubiti u osnovi četiri slučaja (vidjeti i 20.3.), koji su šematski prikazani na slici 26.12. > Temelj centrično opterećen, e = 0 (sl.26.12.-a), tada je cr = P/ A; > Rezultujuća sila je unutar jezgre, e < ^ (sl.26.12.-c); > Rezultujuća sila je na granici jezgra, e = %> \ ~^/bVG ~ ® (sl.26.12.-b); > Rezultujuća sila je izvan jezgra, e > , ax pozitivna, a a2 negativna veličina (sl.26.12.-d). a

I

тР+ ■ =o © j i i gj В/6 i

• - B /6©

ТП

Ili

©

6V°

Р гг+т-. %Ш

-:'-..::,-г;

w<. . . е< В / 6 ©

7 i .[jPlillii)« IJ

-k-

Sl.26.12. Dijagram napona (a) za razne slučajeve opterećenje (a), opterećenje na ivici jezgra (b), (d).

opterećenja (P): centrično opterećenje unutar (c) i izvan jezgra

U slučaju delovanja sile izvan jezgra (sl.26.1 2 . -d) pojavljuje se u tački |2j zatezanje, koje tlo ne može preuzeti. Zbog ovoga isključuje se dio opterećen na zatezanje, te se cijelo opterećenje prenosi na redukovanu pritisnutu zonu. To izaziva povećanje ivičnog napona u tački (Ц. (sl.26.1 3 . -a). U ovome slučaju maksimalni ivični napon (cr,') mora biti manji od dopuštenog (<хЉр) za tlo, a on iznosi prema slici 26.1 3 . -a, za trouglastu raspodjelu pritisaka: 2P 4P

Ul

dop

4P

3L (%- e ) 3L{B-2e) 3LB'

(26.39.)

Sl.26.13. Ivični naponi na temelju sa isključenom zatežućom zonom (o~0 ) ,

(oV)

( a ) i površinom temelja centrično opterećen silom P

(b).

OS TEMELJA

Kada se dopuštena nosivost (o" ) tla daje za centrično opterećen temelj, dop

72

Temeljenje

Temeljenje

63

26.


Kriterijumi,

Dimenzionisanje, slijeganje

___________________________

i analize plitkog temeljenja

onda se mjerodavna dopuštena nosivost prema Kriterijumu sloma tla, dobije iz uslova, da je dio površine temelja centrično opterećen silom P jednak površini dijagrama ekscentrično opterećenog temelja (sl.26.13.-b), tj.:

(7,

(26.40.) +■СГ B,

<т 0 - (В- 2е) = odakle je:

a

°~4 с г 2 а P ~L {B-l e)- a ^ 1+

(26.41.)

2

Go

ili Ako je o" = 0, onda je zamjenjujući napon: 2

72

Temeljenje

Temeljenje

64

26. Kriterijumi Dimenzionisanje slijeganj _________________ i analize plitko temeljenj


Sl.26.14. Raspodjela napona kod dvostrukog ekscentriciteta. Ako je ekscentricitet u pravcu duže strane (_,), tada je L'=L-2e. Vrijednost B' bila bi B, a proračun bi se provodio na isti opisani način. U literaturi se danas prikazuje proračun prema teoriji sloma (Braja, 1995). Iznalazi se, po navedenim metodama, kritično opterećenje, odnosno krajnja moć nošenja tla \ g f ), zatim konačno opterećenje temelja {Qult = q f ■ A'), te koeficijent sigurnosti (Fs = Q u h I P ). b) Dvostruki ekscentricitet. Prethodna razmatranja odnosila su se na ekscentricitet u jednoj ravni, ali je u praksi čest slučaj ekscentriciteta u dvije ravni (ex i ev), kao stoje to prikazano na slici 26.14., za jedan pravougaoni presjek ( B - L ) . Sila P djeluje unutar jezgra sa ekscentricitetom [exi e y ) prema osama simetrije х i у (sl.26.14.), te su, kao i prije, naponi u uglovima pravouglog presjeka: oB - L W,

W„ (26.43.)

6e 6ev !+__!__ B-L

+

a ako se uvrste vrijednosti za M X ,M y , W x i W y , dobije se:

74

Temeljenje

Temeljenje

65

26. Kriterijumi Dimenzionisanje slijeganj _________________ i analize plitko temeljenj


B-L

6ex B

6ey L

1+

6__ + ___ L B 1 _____-^L L B odnosno a, = 1B-L 6^_6 B-L

^1

(26.44.) L

B B-L

1+

Naponi će biti pozitivni (pritisak) ukoliko se opterećenje ( P ) nalazi unutar jezgra. Za slučaj da je ono izvan jezgra navedeni izrazi (jedn.26.44.) ne mogu se koristiti, jer se ne može računati sa cjelokupnom površinom temelja ( L - B ) , već samo sa njegovim reduciranim dijelom. Za dobivanje reducirane površine postoji više složenih načina od kojih će se prezentirati dvije metode. Prvi proračun provodi se prema skici 26.15.-a, koji nije matematski egzaktan, ali daje za praksu zadovoljavajuće rezultate, a postubak je slijedeći (Dolarević, 1987):

1) Preračunaju se naponi u svim uglovima, pomoću prije navedenih izraza (jedn.26.44.). 2) Pronađu se dvije tačke na konturama površine i povuče se kroz njih pravac z — z (si.26.15.-a). Ovaj 3) 4)

74

pravac nije stvarna linija nultih napona, već je neka kriva, ali ovakva aproksimacija zadovoljava praksu. U smjeru prema delovanju sile (P) povuče se drugi pravac e - e paralelno sa pravcem z — z, u njenoj neposrednoj blizini. Sračuna se moment inercije oko ose e - e (/<,_„) dijela površine koja je opterećena naponima pritiska.

Temeljenje

Temeljenje

66

26. Kriterijumi,

IX Plitki) - direktna temeljenje

Dimenzionisanje, slijeganje ______________________ i analize, plitkog temeljenja

5) Proračunaju se naponi (01, u2, Оз) u uglovnim tačkama po izrazima:

' - х, ■ e —!—;

P - х, • e a

(26.45.)

P ■ х, ■

=---------------------i— ; с г 3 = - — —

/

/

*e~e

*e-e

/ e-e

6 ) Izvrši se kontrola vertikalnih sila, da li je jednaka nuli (^V

= o ) , tj. da li je zapremina napona na pritisak jednaka ukupnom opterećenju ( П 7 ) Položaj rezultante dijagrama sila pritisaka treba daje približno u tački gdje djeluje sila P(A), u suprotnom suma momenata oko ose e- e neće biti zadovoljena. 8 ) Ukoliko uslovi pod 6 i 7 nisu zadovoljeni, pretpostavlja se novi pravac e - e i ponavlja cio postubak. Ako je neki od napona veći od dopuštenog (о- , з ><тЉр), ili znatno niži, potrebno je mijenjati dimenzije temelja. Sa ovako dobivenim naponima izračuna se hvatište rezultante napona, koje bi se trebalo poklopiti sa hvatištem - napadnom tačkom (A ) sile P. Ako je razlika velika, proračun se ponavlja sa drugim položajem osi ee. Za lakši proračun maksimalnog napona (o~i) služi dijagram na slici 26.15.-c, koji je dao Hulddunker (Hildinker, 1964), (Dolarević, 1987). Dijagram se koristi tako, da se prvo izračuna položaj normalne komponente rezultante, odnosno ekscentricitet prema osima temelja (e x i e y ), a zatim njihov odnos prema stranama ( е г б ) , tj.:

e = —-,e =—L, te б =- л - ,£=—. *

P

(26.46.)

у

P

L

B

Dobivene vrijednosti za e i S odaberu se na vanjskim konturama dijagrama (sl.26.15.-c), koje se spajaju pravcem, što na srednjoj osi odsijeca veličinu faktora (u), pomoću kojeg se izračuna maksimalni napon u tački 1. iz izraza:

=џ

o-j B-L

(26.47.) Ukoliko pravac kojim određujemo faktor siječe graničnu liniju dijagrama, onda samo manje od polovice površine temelja preuzima pritiske, što često čini uslov neprihvatljivosti dimenzija temelja opterećenog ekscentričnom silom. Drugi način proračuna ekscentrično opterećenih temelja baziran je na iznalaženju kritičnog opterećenja (q f ' ), efektivne pritisnute zone (A'=B'-L'), totalnog graničnog opterećenja {Qu = q f - A ' ), te faktora sigurnosti ( F s ) . Ovaj način proračuna, prema teoriji sloma koji slijedi dao je Highter i Anders (1985), za pravougaoni presjek temelja (Braja, 1995).

(џ)

67

Temeljenje

77

Temeljenje

26. Kriterijumi,

IX Plitki) - direktna temeljenje

Dimenzionisanje, slijeganje ______________________ i analize, plitkog temeljenja

Sl.26.15. Iznalaženje reducirane površine (a i b) i maksimalnog napona c) pod temeljem sa dvostrano ekscentričnom silom (Dolarević, 1987).

Princip proračuna svodi se na slijedeće: 1) Defmišu se efektivne dimenzije temelja (U,B' ) kao i efektivna površina (A'); 2) Proračuna se kritično (krajnje) opterećenje (a/'), npr. prema Brinch Hansenu, 1957, (jedn. 14.25.): q/ =c- N c - s c -d c -ic +D- y- N 4 -s q - d q -iq +0,5-B'-Ny ■ sr- d y -i y . (26.48.) Kod faktora oblika sc, s i sy koristi se efektivna dužina i širina temelja (L ' i B' ), a ostali faktori prema uputama za korištenje formula, odnosno tabela. 3) Izračuna se ukupno konačno opterećenje iz izraza: Qu =q '-A' = q'-L'-B'; odnosno prema slici 26.16.-b A' =B { ■L 1 I2; f

68

Temeljenje

(26.49.)

77

Temeljenje


26. Kriterij umi, Dimen zionis anje, slijega nje i analiz e plitko g temelj enja

4) Preko momenata Mx i My defmišu se ekscentriciteti (si.26.16.): (26.50.) х

~

вв

~ 7q7

у

~ ~ /Qu ч

5) Iz odnosa ukupnog konačnog opterećenja (Q ) i opterećenja temelja (g) proračuna se faktor (koeficijent) sigurnosti: u

_ -Qu

(26.51.) Q

Za definisanje efektivne površine ( A ' ), odnosno efektivne dužine (Lj) i širine (_,,), kod ekscentričnog opterećenja temelja mogu da nastube četiri slučaja (Highter i Anders, 1985).

efektivno povriina

Efektivna dužina (L'), je duža stranica od ove dvije ( В 1 ili L,), tako da je efektivna širina: (26.54.)

efektivna povrfirta

Sl.26.17. Efektivna površina (a) i dijagram za proračun efektivne površine (b) ekscentrično

69

Temeljenje

Temeljenj e

79


26. Kriterij umi, Dimen zionis anje, slijega nje i analiz e plitko g temelj enja

opterećenog temelja za slučaj: y^<0,5 i /_>
®

0.4

0.6 0.8 !0 B,/B,B_/B Sl.26.18. Efektivna površina (a) i dijagram za proračun efektivne površine (b) za ekscentrično opterećen temelj za slučaj: &L/j^ < j/^ i ^/_? < ^'^ (Highter, Anders, 1985) SI. 26.16. Ekscentrično opterećeni temelji: šematski prikaz opterećenja (a) i efektivna površina za slučaj e~>

eL

/j

/^ — j/^ ■

&в

I slučaj: i j ove uslove, a prema slici 26.16.-b iznosi:

A' =- B, ■ Ц, 2 1

gdje je: B1

=B

Г

15- 1 ^

Л

/

в

•

Stvarna - efektivna površina (A') za

(26.52.)

B

1,_------^

70

i 6 /ј^ —

Temeljenje

(26.53.)

Temeljenj e

79

IX PLITKU

- DIREKTNO TEMELJENJE

II slučaj:

y^ <

e

0,5 i

e

yg < j/^ ■

slici 26.17.-a bit će: *=\(LI+L2)B. Efektivna širina je:

Efektivna površina

(A') za

ovaj slučaj prema

(26.55.)

A' duža efektivna stranica L j ili L2 a efektivna dužina bit će:

(26.56.) L' = Li i l i Li, koja bude duža efektivna stranica. J

Veličine LL i L2 dobiju se iz dijagrama (sl.26.17.-b) ovisno o odnosima

П1 slučaj: A

&1

'/тј

< Yd 1 ^ <
'=^(Bi +B2)L,

a efektivna širina, odnosno dužina je: L=L

-

(26.58.) Vrijednosti za В } i B 2 dobiju se iz dijagrama na slici 26.18.-b, ovisno o odnosima IV slučaj: eh/i^
вв

/в <

i e y^-

• Efektivna površina za ovaj slučaj

prikazana je na slici 26.19.-a. Odnos ^г/в' a 1™е ' stran'ca 6L

iz dijagrama na slici 26.19.-b, koristeći krivu /L

može se odrediti

sa na room

S

prema gore. Slično

se iz odnosa ^2/L MO: Efektivna površina je: Sl.26.19. Efektivna površina (a) i dijagram za proračun efektivne površine ( b ) , za ekscentrično opterećen temelj za slučaj: &L

/L < Уб ' &В/в < Уб (Highter, Anders, 1985).

se iz odnosa L^ može dobiti L2, koristeći krivu e^ , sa nagibom prema dolje.

26.6.

PRIMENA KOMPJUTERSKIH

METODA ZA ANALIZU I PROJEKTOVANJE PLITKIH TEMELJA Korištenje kompjuterskih metoda u temeljenju nije bilo ispočetka razvijeno kao kod ostalih inženjerskih 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 inženjerskih konstrukcija materijali su manje ovisni o terenskim uslovima, a i kontrola kvaliteta je olakšana. U narednom izlaganju bit će iznesene osnovne postavke kompjuterskog proračuna plitkih temelja, a čitalac koji želi više detalja, uključujući i programiranje u geotehničkom inženjerstvu, upućuje se na literaturu, kao što je: Cheung, Yeo, (1979), Zienkiewicz, (1977) i Smit (1982). Poznate su dvije numeričke metode proračuna, bazirane na teoriji elastičnosti i to: (i ) metoda konačnih diferencija (razlika) i (u ) metoda konačnih elemenata. U geotehnici više se primjenjuje metoda konačnih elemenata. A=L2-B + ~{B + B2\L-L2). (26.59.) 71

TEMELJENJE

TEMELJENJE

81

IX PLITKU

- DIREKTNO TEMELJENJE

Efektivna širina ( B ') i dužina ( L ') bit će: A' ■8' = —; L'=L.

(26.60.)

26.6.1. METODA KONAČNIH DIFERENCIJA - RAZLIKA Numerički proračun funkcije potencijala (tačka 15.1.4.) proveden je ovom metodom, za slučaj proticanja vode u ravni izdijeljenoj na jednake intervale u pravcu х ose (Дх) i z ose (Az).

72

TEMELJENJE

TEMELJENJE

81

26. Kriterijumi, Dime


Ako pretpostavimo kontinual - funkciju u granicama eksplicitne vrijednosti funkcije broja diskretnih tačaka na odstojanju Дх, osnovni izraz može se iskazati Tavlorovim redom (teoremom). Naprimjer, sa ф(х) funkciju od х može se dobiti izraz (sl.26.20.-a): (___) Зх3

СГ Ф дх2 ф(х+Д*) = ф(д-)+Л\

3!

Ћ

4

дх V

+....

{Ахј(АхУ (26.61.)

4!

Ј

gdje su svi izrazi i ^Ф/ , d Q /dx2 ■ determinisani u tački х. Na slici 26.20.-a uzet je niz od pet tačaka, od i -2 do i + 2, svrstanih u pravcu ose х na odstojanju Дх . U tački / +1, gdje je х = xl + Дх dobije se: (д 2 ф) дх24 дх3 3! 2! Зх +... (26.62.)

U tački i -1, gdje je д. - Дх dobije se:

Ф

м

Зх

ЗФ " дх

=ф.-

АсГ 33Ф (26.63.)3 бх

3! 4!

21

2

Oduzimanjem druge od prve jednadžbe dobije se izraz za diferencijal funkcije Ф po х u obliku: [д Ф^ Na sličan način mogu se dobiti i jednadžbe konačne diferencije za ostale derivacije ^ ^ /^2 j.' ^ ^/dxl \ * ( ^ /dx4 \ " " ^т'' z^>mimiem izraza u jednadžbi 26.62. i 26.63. dobije se druga derivacija. Г

2Лх 2!

+ ...

д^ф} дх2

-(ф,+1 - 2Ф; + Фј_;),

Ах'

(26.66.)

ili za sve derivacije:

дх2 ) _1_/ф _ ф ^ Зх ј 2Ах

аФ =

'

i ч

3х2у

г

д3Фл

■(ФМ-2Ф,-+Ф|_1> (26.67.)

2Д

-(Ф,+:-2Ф,+1+2Ф,_,-Ф,_:);

х' 1 1 дх: / ^д 4 ф^ к

Лх4

73

(ф.+2 _ ф. +6Ф(. -44>W + Ф,_2) 4

+1

Temeljenje

дх

83

Temeljenje



2Дх

6

Zanemarujući članove sa Ах2 i više, dobije se: д Ф дх

74

ф

,+.-Ф,-1 2Ax

Temeljenje

83

Temeljenje



+ ...

75

Temeljenje

83

Temeljenje



(26.64.)

(26.65.)

76

Temeljenje

83

Temeljenje



Također je moguće dobiti konačne diferencije za parcijalne diferencijalne jednadžbe u dvije dimenzije х i у (sl.26.20.-b). Kako je već izvedeno za ^ Ф^ 2 u 12/

pravcu х ose, a slično tome proizlazi i za ^ Ф/ј

2

u pravcu у, za dvodimenzionalan prostor х, у konačne

diferencije će biti:

® ®

ЛХ

ДХ

Л.Х

ДХ

-----*----*----#

^

- ј*2

i-2

i-1 i.1

"И

L ^х л

1 Лу

-ј Лу -ј-1

i.

ј

-

Ј-2

■Л. X

i-2

i-1

i

t+1

U2

aproksimacije metode konačne diferencije.

д2Ф а2Ф _ i Зх2 Зу2 Лх'

Sl.26.20. Šema jednodimenzionalne ( a ) i dvodimenzionalne ( b )

(фнЈ+Ф1+и -4ФЛЈ + Ф , -1 +ФУ+1) (26-68-) gdje se V2 ili A naziva Laplaceov (Laplasov) operator ili drugi diferencijalni parametar. Primjer dvodimenzionalnog rješavanja funkcije potencijala dat je u prvom dijelu knjige (tačka 15.1.4.). Od broja pojedinih tačaka ovisi i tačnost rezultata konačne diferencije. Npr., ako se za opterećeni nosač raspona L traži ugibanje sa podelom na L/2 (tri tačke + dvije imaginarne sa strane), dobit će se rezultat koji će biti za 20% veći od teoretskog. Međutim, podelom na L/4 (pet tačaka + dvije imaginarne sa strane) dobit će se rezultat samo za 5% viši od teoretskog. (Tomlinson i Boorman, 1995). 26.6.2. METODA KONAČNIH ELEMENATA |

;

Tehnika proračuna metodom konačnih elemenata zasnovana je na podjeli područja u kojem se ispituje određeni problem, na veći broj diskretizacija zasebnih površina ili elemenata, u jedno, dvo ili trodimenzionalnom obliku. Unutar svakog ovoga elementa uzimaju se osobine materijala (npr. naponi, pomjeranje), ovisne o obliku elementa. Susjedni elementi povezani su međusobno u čvornim tačkama. Elementi mogu biti trokutasti, pravougaoni i četverougaoni (si.26.21.), ovisno o obliku modeliranog objekta koji se rješava. Kod problematike temeljenja najčešće se koristi u osnovi pravougaoni elementi (sl.26.21.-a), kod stabilnosti kosina četverougaoni i trokutasti (sl.26.2l.-b i c), a pri analizi sekundarnih naponskih stanja oko podzemnih otvora trokutasti i/ili pravougaoni elementi, kao i proizvoljni oblici. Osnovne nepoznate su pomjeranja (и i v) unutar svakog elementa, saglasno funkciji pomjeranja koja zadovoljava kompatibilnost pomjeranja. Naponi u elementima ovise o veličini pomjeranja (б ) vrhova trougla ili četverougla. Korištenjem funkcije pomjeranja i fizičke osobine materijala ograničene elementima moguće je izračunati izraze koji povezuju ova pomjeranja i sile (S) aplicirane u čvornim tačkama elemenata. Ovi izrazi predstavljaju se matricom krutosti (к ) posmatranog elementa. Sumiranjem matrica krutosti za svaki elemenat formira se za cio konstrukcioni sistem, ukupna ili globalna matrica krutosti (K ) i sa vektorom spoljnjeg opterećenja ( R ) rješava se sistem uslovnih jednadžbi ravnoteže čvorova prema pomjeranjima za date konturne uslove. Na bazi dobivenih pomjeranja i datih karakteristika izračunaju se naponi u svakom konačnom elementu. U matričnoj formi to se može prikazati ovako: za jedan konačni elemenat:!

[s]=m .

(26.69.)

za cio konstruktivni sistem:

M=№). gdje je:

© Sl.26.2J. Modeliranje objekata metodom konačnih elemenata: temeljna traka na tlu uz korištenje pravougaonih elemenata Temeljenje (a), 77 kosina uz korištenje trokutastih i četverougaonih elemenata (b), (Tomlinson, Boorman, 1995), te mreža konačnih elemenata za temelj na stenskom masivu (c), (Jašarević, Miščević, 1994). Granični uslovi: nema

83

Temeljenje



[к\ -

[fc] - matrica krutosti elemenata; ukupna matrica krutosti; {<5} - vektor pomjeranja u čvornoj tački; vektor primijenjenog opterećenja; [R] vektor rezultante - ukupnog vanjskog opterećenja. Metode konačnih elemenata, kao i konačnih diferencija (razlika), danas predstavljaju najčešći način proračuna temeljnih konstrukcija. Posljednjih dvadeset godina učinjen je rapidni napredak, kako u kvalitetu tako i u mogućnosti proračuna, počev od jednostavno linearno elastičnih do vrlo složenih nehomogenih i anizotropnih sredina, uzimajući u obzir istodobno i geometrijsku nelinearnost, vremenske uticaje i si. Osnovno je da proračunski model mora na najpogodniji način reprezentovati stvarno stanje tla, odnosno stijenskog masiva. Danas u svijetu postoji više različitih programa koji se koriste za simulaciju mehaničkih pojava u geotehničkim problemima. Program FLAC (Fast Lagrangian Analvsis of Continua), koji koristi metodu konačnih diferencija i programski paket Z - SOIL (Zace Services Ltd Lausanne i Zei Engineering Inc. VVashington), koji koristi metodu konačnih elemenata za ravno stanje deformacija, prilagođeni su numeričkom rješavanju geotehničkih problema. Postoji mogućnost provođenja linearne i nelinearne analize stanja (Jašarević, Miščević, 1994).

[s]-

' 27. TEMELJI SAMCI U tački 25.4. data je definicija i tipovi temelja samaca, te njihova Primena. U uvodnom dijelu poglavlja 26. opisani su elementi o kojima se treba voditi računa kod usvajanja dubine temelja. Kada temelji samci, ili trakasti temelji, nose veće opterećenje, kritična širina temelja bit će ovisna o dopuštenom opterećenju tla. Debljina temelja je glavna za procjenu otpornosti na slom usljed savijanja ili smicanja temelja koje nastaje uz spoj stuba i temeljne ploče. Kod nearmiranih temelja slom usljed savijanja je glavni faktor za ocjenu sigurnosti. Ovo može biti obezbijeđeno pomoću adekvatne debljine, sa stepenicama ili bez njih ili zakošenja gornje strane, od stuba ili zida do dna širine temelja (si.25.2. i 27.1.). Širinu i dubinu temelja treba u svakom slučaju ekonomski analizirati, jer npr. stepenasti temelj, iako sa manjom količinom betona, može bjti skuplji od jednostavne ravne površine, zbog oplate i vremena izvođenja. U narednim izlaganjima bit će razmatrani konstruktivni detalji i proračuni nearmiranih i armiranih betonskih, centrično i/ili ekscentrično opterećenih temelja. 27.1. NEARMIRANI TEMELJI Ako specifično opterećenje na temelj nije veliko, a dopušteno opterećenje na tlo {qdop ) značajno, onda se temelj može izvesti od nearmiranog betona, opeke ili blokova. U ovome slučaju temelj se može izvesti bez većeg proširenja i bez armiranja.

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

78

Temeljenje

83

Temeljenje

27. Temelji samci

IX Plitko - direktno temeljenje Minimalna veličina temelja samaca ovisna je o mogućnostima i načinu iskopa temelja. Mehanizovan iskop zahtijeva veću širinu od ručnog iskopa, te kod dimenzioniranja temelja samaca i ovaj elemenat treba imati u vidu. U seizmički aktivnim područjima zahtijeva se minimalno armiranje temelja i njihovo povezivanje zbog prenošenja seizmičkih sila. Rasprostiranje opterećenja od stuba, na tlo uzima se pod pretpostavkom da se odvija pod uglom od 45", (sl.27.1.) ali ono praktički ovisi o vrsti materijala od kojeg je izveden temelj, te se ugao rasprostiranja (a) može dobiti iz izraza (Dolarević, 1987): _________________

0P

(27.1.) gdje je:

q - prosječni pritisak na kontaktu tlo - temelj (kN / m 2 ); - marka betona - čvrstoća na pritisak 2 uzorka kocke, poslije 28 dana (kN / m ). Za temelje od lomljenog kamena ili opeke u krečnom malteru, ili suhi zid od lomljenog kamena uzima se: t ga = 2,0. Za temelje od lomljenog kamena ili blokova u cementnom malteru uzimaju se vrijednosti koje važe za MB 10. Vrijednosti ugla tga, za razne vrijednosti kontaktnog pritiska (q ), ovisno o marki betona, date su u tabeli 27.1. Ukoliko je potrebno veće proširenje nearmiranih temelja, zbog raspodjele opterećenja na intenzitet dopuštenog opterećenja, rade se radi uštede u betonu stepenasti temelji (sl.27.1.-b). Stepenice temelja moraju biti izvan linije rasprostiranja opterećenja. Nearmirani temelji izvode se danas samo ispod zidova klasične izgradnje ili ispod stubova koji prenose manja opterećenja. Za savremene građevine i veća opterećenja ovi temelji se u praksi ne koriste.

27.2. ARMIRANO - BETONSKI TEMELJI Armirano - betonski temelji samci su obično kvadratnog, pravougaonog ili "L" oblika, koji prenose vertikalnu ili kosu centričnu, ili ekscentričnu silu, koja izaziva moment savijanja. Temelj može biti ravan ili sa zakošenom gornjom stranom (sl.25.2.-d i e; sl.27.2.). Redoslijed projektovanja armirano - betonskih temelja u osnovi svodi se na slijedeće postubke: a) Definisanje površine osnove temelja preko podjele ukupnog opterećenja stuba ( P ) na bazu temelja i dopuštenog pritiska na tlo. b) Proračun ukupne dubine (debljine) temelja prema zahtjevu probijanja stuba smicanjem po njegovom obimu kroz temelj. a) Izabiranje tipa temelja sa nagibnom površinom ili bez nje. c) Kontrolisanje dimenzija temelja preko smičućeg napona u kritičnom presjeku na smicanje (sl.27.2.). d) Proračun momenta savijanja u kritičnom presjeku (sl.27.2.-a: 1 — 1 , 2 — 2) i armature, te njeno dispoziciono rješenje. b) Kontrola napona za beton i armaturu.

^T—i г-Цч^

ГТчГТ

min ID cm

—■> -~r—, -—-k-ГТ 1.5 h 1.5 ћ

+ ■POVRŠINA A

88

Temeljenjt

Temeljenje

27. Temelji samci

IX Plitko - direktno temeljenje Vrijednosti tga za razne Tabela marke betona Red br.Pritisci na lio q (hNJm 1 ) Pp - marka 27.1. 2 betona (mn/iii )

KRITIČNI PRESJECIPOVRŠINE ZA SMICANJE PROBIJANJEM .

1t

_____L-L

Ш

- Ч-

ч

10201.1001.090.900.782.2001.551.261.093.3001. } 891.551.344.4001.781.555.5002.001.736.6001.89 *—s^L-----------*. 7.7002.00 Sl.27.2. Armirano - betonski temelji samci sa zakošenom gornjom površinom (a) i ravnom površinom (b), sa kritičnim presjecima kod proračuna za probijanje po obimu stupa. Opterećenje (P) je ukupno opterećenje od stalnog (G) i promjenjivog (Q) opterećenja

м

88

Temeljenjt

Temeljenje

27. Temelji samci


U narednom prikazu daju se dva pristuba proračunu temelja, čije razlike u dobivenim vrijednostima nisu velike (sl.27.2.-a i b). Ukupna visina (ft) određuje se iz uslova probijanja stuba po njegovom obimu kroz temelj (sl.27.2.-a), tj.: ________ h= 2{a + b)ur

90

(27.2.)

Temeljenje

Temeljenje

81

27. Temelji samci


gdje je poprečna sila:

90

Temeljenje

Temeljenje

82

27. Temelji samci


S = ^[P-(b + 2d\a + 2d)- q\ ili za kvadratni presjek temelja: S = 0,25[p-{a + 2df - q]

90

Temeljenje

Temeljenje

83

27. Temelji samci


(27.5.) gdje je: тг - dopušteni napon za direktno smicanje, koji je u osnovi veći od dopuštenih glavnih smičućih napona za armirani beton (тг > т„) (Dolarević, 1987). Prema Tomlinsonu i Boormanu (1995) debljina (d) temeljne ploče dobije se iz izraza (sl.27.2.-b): _________ g- JL -B-A' ) d= (27.3.) [2(a + b)+27i-l,5h]rr Debljina temelja (đ) mora biti usvojena tako da glavni napon bude u dopuštenim granicama. Ovo se iznalazi iz uslova da tangencijalni (smičući) napon (т&) bude u dopuštenim granicama, a on se za presjek c - d ili d - e dobije iz izraza (sl.27.2.-a): 0,9d(b + 2d)

f

(27.4.)

csl-re-al-d

©-

+

i

\t

i t

®!

4

M l

*

i— M i 2-2 KRITIČNI PRESJECI Z A MOMENTE 3-3 KRITIČNI PRESJEK Z A SMICANJE

©

SI.27.3. Šema za proračun smičućeg napona (z b ) po kritičnom presjeku 3 - 3 i momenta savijanja (М 1Ч i M ,_2 ) (a) i šema armiranja temeljne stope (b). ©i i

®i

Prema slikama 27.2. i 27.3.-a kritični presjek za smicanje je uzduž ravni 3 - 3, na odstojanju d ili l,5d prema Tomlinsonu i Boormanu (1995), te je smičući napon za presjek na odstojanju d: Tu =

q-0,5-(B-a)-d L-d

(27.6.)

L -d

gdje je: q - neto opterećenje na površinu izvan presjeka (3 - 3), koji se razmatra (analogno jedn. 27.5., za poprečnu silu S)\ B - širina temeljne stope; a i d- stranica i statička visina temeljne ploče; c - dobivena preostala širina temeljne stope od kritičnog presjeka. U slučaju stepenastih temelja lice svake stepenice predstavlja kritični presjek i smičući napon treba kontrolisati sa reduciranom debljinom na svakoj stepenici. Kod nagnutih gornjih površina temelja potrebno je smičući napon kontrolisati u dva ili više presjeka, odnosno provesti proračun prema slici 27.2.-a i datim izrazima. Ukoliko su smičući naponi veći od dopuštenih, potrebno je povećati debljinu temelja. Izbjegavati kosu armaturu za preuzimanje smičućih napona. Momenti savijanja (Mw/M2^2) računaju se za kritične presjeke uz lice stuba (1-1 i 2-2), a dobiju se iz izraza (si.27.3.-a lijevo): -ikzb).B.(L±lLq; 2 2 ■ (L - bf = 0,125qB(L - bf ; (27.7.) M 2 _ 2 =0,l 25qL (B- af . 1

odnosno na m temelja: M n =0,\ 25q(L - bf ; M 2 2 =0,125^(5 - ctf. Na bazi dobivenih momenata savijanja izračuna se potrebna površina armature i odaberu profili armature. Uobičajena raspodjela armature temelja data je na slici 27.3.-b.

90

Temeljenje

Temeljenje

84

27. Temelji samci


Kod kvadratnih oblika temelja armatura se raspoređuje ravnomjerno, na čitavoj površini temelja. Kod pravougaonih oblika armatura za momenat M 1 __ 1 (po

90

Temeljenje

Temeljenje

85


27, Temelji samci

dužem rasponu, ako konzola nije velika) obično se jednoliko raspoređuje na širinu temelja (B), dok se armatura za momenat M 2 __ 2 , može jače koncentrisati u srednjem dijelu dužine (L). Kod temelja opterećenih momentom savijanja (M) i centričnom silom ( P ) proračun se provodi na isti, prije opisani način. Prethodno je potrebno odrediti ivične napone cr, i ст , da bi se odredila debljina temelja i potrebna armatura. Na bazi dobivenih ivičnih napona proračuna se poprečna (smičuća) sila ( S ) na strani gdje su veći ivični naponi (sl.27.4.). Temeljna ploča projektuje se sa simetričnim dimenzijama i armaturom. 2

-U. - a ) - d

______________________. 4 ^ Г \ -

Međutim, kod delovanja vertikalnog opterećenja i horizontalne sile, odnosno momenta savijanja istog znaka na temelj, racionalnije je temelj postaviti ekscentrično u odnosu na osovinu stuba (sl.27.5.-b). U ovome slučaju najracionalnije dimenzije temelja dobiju se ako se izabere ekscentricitet (e ) tako da su ivični naponi isti, ili približno isti (sl.27.5.-b i 27.6.-a). Ovim ekscentricitetom dobije se ravnomjerna raspodjela kontaktnih napona (ALICR2).

2t® > »REZUL

»OSOVINA TEMELJA »OSOVINA KONSTRUKCIJE

TANTA OPTERE ©

1

н

■h

i © p u-----------------------s u

92

' © —*■

Temeljenje

Temeljenje

86


27, Temelji samci

Sl.27.5. Ekscentrično opterećen temelj samac (a) i postavljanje stupa ekscentrično na bazu temelja, čime se dobije ravnomjerno "—"---------- "—1__ б"с opterećenje na tlo (b).

)

1t a

a- 2 d

С

Л

1 © ------------------------------U ------------------------------. ------------------------------. ------------------------------^ SI.27.6. Ekscentrični temelji: raspodjela pritiska (a) detalji armature Sl.27.4. Ekscentrično opterećen temelj sa šemom ekscentričnog temelja samca (b). za Dimenzionisanje

©

27.3. EKSCENTRIČNI TEMELJI Ukoliko na stub djeluje, pored vertikalnog centričnog opterećenja ( P ) i horizontalna sila (#) ili momenat savijanja (M), temeljna ploča imat će izdužen oblik u pravcu ekscentrici teta. Rezultanta ( R ) od vertikalnog ( P ) i horizontalnog ( H ) opterećenja siječe kontaktnu površinu na odstojanju e od centra (sl.27.5.-a), te se maksimalna i minimalna opterećenja, odnosno naponi na tlo (c, i a 2 ) određuju na prije opisan način (tačka 26.5.).

92

Temeljenje

Temeljenje

87


27. Temelji samci

Iz uslova da ivični naponi ( _ ■ , _ _ _ ) budu jednaki dobije se ekscentricitet temelja (sl.27.5.-b i 27.6.-a) tj.: P e - H - h - M =0

(27.8.)

H-h + M

Proračun treba provesti posebno za stalno i posebno za ukupno opterećenje. Iz ovakvog pristuba odrede se optimalni uslovi za utvrđivanje veličine ekscentriciteta, poštivajući dopušteno opterećenje tla. Određivanje debljine temelja (t) potrebne armature

[f

) i smičuće sile (5")

vrši se na već opisan način. Armatura se postavlja na cijeloj dužoj strani temelja, ili se prema kraju dužina armature smanjuje (sl.27.6.-b). Armatura se postavlja na izravnato, temeljno tlo ili, što je češći slučaj, na izravnavajući beton zaštitne debljine oko 5 cm, što ovisi o nivou podzemne vode. 27.4. ARMIRANO - BETONSKI TEMELJI U OBLIKU LJUSKE Temelji u obliku ljuske mogu biti konusnog oblika (sl.25.2.-f) ili kao vitoperna površina u obliku hiperboličnog paraboloida (Dolarević, 1987; Nonveiller, 1981). Ovakve konstrukcije temelja prenose opterećenje na tlo osnim pritiskom i zatežućim silama. Temelji u obliku ljuske imaju prednost nad pločastim temeljima za slučaj jako opterećenih stubova i nedovoljne nosivosti tla. Armirano - betonske ljuske mogu biti manjih dimenzija u odnosu na debele presjeke armirano - betonskih ploča, te su sa ovoga aspekta i ekonomičnije. Dopušteno opterećenje tla ispod ovakvih temelja računa se kao i za ravne temeljne površine. Oplata za izvođenje ovih temelja je složenija od ravnih temelja, te je pri analizi ekonomičnosti potrebno ovaj elemenat uzeti u obzir. Određene izvođačke prednosti ima hiperparabolično paraboloidni oblik temelja u odnosu na konusni.

temelja zanemaruju. Iz ravnoteže sila na bazi kružnog će 2 2

B -л

B -к

presjeka promjera B, bit prema slici 27.7.-b

(27.10. 4 • sin

(Nonveiller, 1981):

a

) CT-sina-ć> = CT-sinc. • rr

0=

B2n 4-

4

Q

p = <7=------_ ,

(27.11.

iz čega proizlazi napon: gdje je:

лB

■ površina sina na plastu konusa;

94

Temeljenje

Temeljenje

88


44-

сгу =

27. Temelji samci

t i

A

a ■ sin a - vertikalni napon na konusnoj ljusci.

27.4.1. KONUSNA LJUSKA Na osnovu provedenih ispitivanja od strane Nichollsa i Izadija (Nikolsa i Izadija, 1968) dopušta se pretpostavka da su pritisci na tlo u ravni temeljne osnove ravnomjerno raspodijeljeni, tj. (sl.27.7.):

p = —.

A

(27.9.)

Zbog svodnog delovanja tla unutar konusa i krutosti temelja raspodjela pritiska na plastu je neravnomjerna (sl.27.7.a, crtkano). Ove razlike se kod manjih -Sl.27.7. Šematski prikaz pritisaka i opterećenja na konusnu rotacionu ljusku: pritisci u tlu ispod konusne ljuske (a), tlocrt ljuske sa elementarnim veličinama (Ђ), prikaz proračuna ljuske (c), dio plašta konusne rotacione ljuske sa silama za proračun ( d ), (Nonveiller, 1981).

(Q)

Na dijelu plašta (s) uspostavlja se ravnoteža sa silom opterećenja putem pritiska (p) na unutarnjoj strani plašta i sa radijalnom silom ), te se može izraziti jednadžbom u obliku (sl.27.7.-d): s 2 (27.12.) s

(N 2m-N -cosa = Q-r - n - p,

94

Temeljenje

Temeljenje

89


28. Temeljni nosači

gdje je: r = s ■ sin a, a odatle radijalna sila na ljusku bit će:

1Q Nr

(27.13.) p - s ■ tga. 2>r-s-sina-cosa 2 Iz ove jednadžbe vidljivo je da se sila N , smanjuje od N s =°°, kada je s = 0 i N s =0 ako je s = S. Promjena sile N s s a * je hiperbola. Prema slici 27.7.-b, za ravnotežu sila na jednoj polovici elemenata plašta vrijedi: 2И Ф ■ ds = 2r(p -ds-cosa- dN s ■ sin a), (27.14.) gdje je: iV0 - tangentna sila u smjeru paralela, koja djeluje u presjeku plašta; N s i N s + dNs - sile u smjeru meridijana. Iz jednadžbe 27.13. izračunamo dN s i uvrstimo u jednadžbu 27.14., te ćemo dobiti tangencijalnu silu: Q-t ga , ( 1. N0 = (27.15.) -----2— + s - p-smffl cosa + — sma- t ga 5 2n-s2 Analizom ove jednadžbe proizlazi da se А^ф mijenja po hiperboli, kojoj se ordinate zbrajaju sa ordinatama pravca, dok se kod sile N s ove veličine odbijaju. Minimalna veličina N 0 bit će ako se derivira po j i izjednači sa nulom, tj.: a/v,

^- = 0 ; ds

28. TEMELJNI

NOSAČI

28. 1 . UVODNA OBJAŠNJENJA Temeljni nosači prenose na tlo opterećenje od zidova a ona mogu biti integralno vezana za temeljne nosače (betonski ili armirano - betonski zidovi) ili odvojena od temelja (zidovi od blokova, opeke i si.), kao što je prikazano na slici 25.3.-a. Čest je slučaj prenošenja opterećenja sa dva ili više stubova na temeljne nosače, odnosno temeljne trake, koje mogu biti ojačane gredama sa gornje strane. Tipovi temeljnih traka, odnosno nosača, mogu biti različiti, a neki od njih prikazani su na slici 25.3. Proračun temeljnih nosača provodi se: (i ) bez uzimanja deformacija u obzir, ili (U ) sa uzimanjem u obzir deformacija tla i objekta i njihov uticaj na raspodjelu kontaktnih napona. U prvom slučaju dijagrami kontaktnih napona imaju pravolinijski oblik dok su u drugom slučaju obično krivolinijskog oblika. Proračun bez deformacija provodi se shodno statički određenim uslovima ravnoteže, kao krut temelj, dok se uvođenjem deformacija, u drugom slučaju, temeljni nosač promatra kao statički neodređena konstrukcija. U ovome slučaju kontaktni naponi dobiju se izjednačavanjem deformacija tla ispod temelja sa deformacijama konstrukcije iznad kontaktne površine. Tlo se uzima kao elastično opterećeni poluprostor, sa konstantnim modulom deformacija za svaki sloj tla i ili sa eventualnom promjenom modula pri izmjeni pritiska. Analiza se, dakle, provodi kao temeljni nosač na elastičnoj podlozi.

в 2

cos a + 0,5 sin2 a

96

Temeljenje

90

Temeljenje

no temeljenje


(27.16.)

96

Temeljenje

Temeljenje

91

no temeljenje


28.2. TEMELJNI NOSAČI ISPOD ZIDOVA Mjesto minimuma tangencijalnih sila je između: 0,555
(27.18.)

f=^L Ja 0~„

Potrebna debljina ljuske određuje se iz uslova da napon pritiska od radijalnih sila N s ne pređe dopuštenu čvrstoću betona na pritisak. Ljuska je uz stub najdeblja, a na krajevima treba biti tolika da sigurno zaštiti armaturu od hrđe ( 710 cm). Armatura u pravcu meridijana iznosi 20% osnovne armature. Hiperbolično - parabolična ljuska sastoji se od četiri kvadratne površine hiperboličnih paraboloida kvadratične osnove. Detaljnije o ovoj ljusci može se naći u literaturi (vidjeti Nonveiller, 1981). Za temelj izrađen skupa sa zidom kritični presjek za moment savijanja (M) je uz lice zida Y j - Y, a za smičući napon presjek I2 - Y2, na odstojanju d od lica zida (si.28.1.-a). Za Dimenzionisanje se uzima 1,0 m dužine zida i provodi se na analogan način kao i za temelje samce (Mac Ginlev i Choo, 1995). Za slučaj temeljnog nosača, koji nosi zid odvojen od temelja, osnova za projektovanje je maksimalni moment (М^) u sredini, a transverzalne sile (7) za smičući ( r b ) na ivicama zida (sl.28.1.-b), tj.: Pbb Paa Ph N MmM =-------------------= — (b- a), max b24 a24 8v ' (28.1.) (ba) P(b t т T = q,--------'- = —---Hl 2 b 2

96

Temeljenje

Temeljenje

92



X ° K

Sl.28.1. Temeljni nosač: temelj i zid zajedno izveden (a) i odvojeno (b).

Relativno tanki i savitljivi temelji daju neravnomjerne kontaktne pritiske upravno na osovinu zida. U ovim slučajevima mogu se uzeti u obzir deformacije od savijanja temelja kao i uticaj vrste tla na raspodjelu pritisaka, odnosno kontaktnih napona. Kod proračuna trakastih temelja, odnosno temeljnih nosača ispod kontinualnih zidova sa neravnomjernim opterećenjem po dužini zida, momente savijanja i transverzalne sile treba odrediti prema stvarnom opterećenju. Za slučaj neravnomjernog slijeganja tla ispod zidova, može se u račun uzeti to Sleganje, jer odgovarajućim linijama deformacija odgovaraju i linije momenata savijanja i transverzalnih sila (Kostić, 1980). 28.3. Temeljni

nosači ispod stubova

Temeljni nosač prenosi n a tlo opterećenje od dva ili više stubova, na istom ili različitom razmaku, sa istim ili različitim opterećenjem. Iz ovoga proizlazi da raspodjela kontaktnih napona može biti ravnomjerna kada stubovi opterećuju temelj simetrično ili linearno promjenjiva, ako je opterećenje nesimetrično. Za temelj sa dva opterećena stuba {f\ i P2) potrebna površina temelja ( A ), za dopušteno opterećenje tla (, qdop) bit će: A=%±%- = — , i4dop

(28.2.)

tld,

a udaljenost rezultante ( R ) za opterećene stubove (sl.28.2.) dobije se iz izraza: (28.3.)

R

Kod nesimetričnog opterećenja (Р^Р2), mogu se oblikovanjem temelja izjednačiti ivični kontaktni naponi ( A ) temeljnog nosača. Jedna od mogućnosti je postavljanje temeljnog nosača centrično prema rezultanti opterećenja (sl.28.2.). U ovome slučaju je dužina temelja: 1 = (Ц, +х )- 2. (28.4.)

4-------4

93

Temeljenje

99

Temeljenje


2

шч: ii L/2

Sl.28.2. Nesimetričan temeljni nosač ( P t > P2)

Druga mogućnost je da se proširi osnova temelja prema strani gdje je veća sila. Na ovaj način dobije se trapezoidni oblik stope temelja, koji se koristi u ograničenom prostoru. U ovome slučaju dopuštena nosivost tla je linearno ovisna o širini temeljne stope, te je uobičajeno da se širina temelja odabere tako da je dopušteno opterećenje, za odabranu širinu, iskorišteno na oba kraja. Prema slici 28.3.-a proizlazi površina temelja (A) i udaljenost težišta (s) trapezoidne površine: A=-

3' L ' 3'

(28.5.)

Bl+B2 2BX + B2 B,+B 2 Moment inercije trapezne površine u odnosu na težište je:

94

Temeljenje

99

Temeljenje


L=

f

■____________________________________________________________________________________________

2&

Temeljni nosači

2.

Д2 +4Д _,+_?.

36 odakle se dobije momenat otpora:

2\ ^ B{-

+AB 1 B 2 +B 2 Bl + 2 ^

12'

12 2B2 2

{ Д1 +4£ ?

1

-г?2+£?г

W2 =-^ =

-

95

v

25,+В2 Ivični naponi na krajevima temeljne grede:

Temeljenje

Temeljenje

101


■____________________________________________________________________________________________

2&

Temeljni nosači

(28.6.)

(28.7.)

96

Temeljenje

Temeljenje

101


■____________________________________________________________________________________________

2&

Temeljni nosači

tla i razmak između stubova dovoljno velik. Rješenja mogu biti i takva da se preko zajedničke grede opterećenje prenosi centrično na temelj. Temeljni nosači ispod niza stubova slični su kontinualnim nosačima preko više otvora, koji su opterećeni reaktivnim opterećenjem, a njihovi stubovi predstavljaju oslonce konstrukcije. Zbog ovoga se ovi temeljni nosači često nazivaju kontragredama, čemu je prilagođena i glavna armatura. Gornja armatura je najjača u poljima, a donja je najjača nad osloncma - stubovima (sl.28.4.). Pored glavne armature temeljnog nosača potrebno je proračunati i armaturu stope u poprečnom pravcu, računajući je kao konzolu, kako je to i prije obrazloženo.

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

e r,, =

97

Temeljenje

Temeljenje

101


■________________________

2R

{Bx+B 2 )L

98

Temeljenje

Temeljenje

101


■________________________

1±

99

Temeljenje

Temeljenje

101


■________________________

Wl2

100

Temeljenje

Temeljenje

101


■________________________

TLOCRT

101

Temeljenje

Temeljenje

101


■________________________

(28.8.)

CD bab

ХХ Х Х

Sl.28.3. Temeljni nosač trapeznog oblika (a) i zajednička greda za susjedne stubove uz postojeći objekat (b).

U urbaniziranim područjima često se konstrukcija temelja postavlja uz postojeći objekat. Zajedničkom gredom se spaja ekscentrično opterećeni temelj stuba na temelj unutarnjeg stuba u istoj ili različitim visinama (sl.28.3.-b). Temelji mogu biti trapezoidnog oblika ili pravougaonog, ako je velika dopuštena nosivost Temeljni roštilji (sl.25.4.) rješavaju se obično uz pretpostavku linearne raspodjele pritisaka, bez uzimanja u obzir uvijanja - deformacija. Rješenje se zasniva na rješavanju jednadžbi u vezama (čvorištima) unakrsnih temeljnih nosača, koje proistječu iz uslova jednakosti u unakrsnim tačkama. Kosi, zatežući naponi mogu se smanjiti izradom horizontalnih vuta. Proračun, konstrukcija i armiranje je u osnovi analogno rješavanju temeljnih traka, odnosno nosača u jednom pravcu. 28.4. PRORAČUN TEMELJNIH NOSAČA Proračun stvarne raspodjele napona između grede i tla provodi se na više načina, od kojih izdvajamo: a) Linearno deformabilno tlo, poznato kao Winklerov poluprostor; b) Linearno elastičan homogen neizmjeran poluprostor; c) Nehomogeno i nelinearno stišljivo tlo. Kao stoje navedeno, raspodjela napona na kontaktnoj plohi temelja ovisi o krutosti temelja i deformacionim osobinama tla. Uzima se da su pomak tačaka po osi grede i Sleganje tla ispod temelja međusobno jednaki. Na bazi ovakvog odnosa polazi se kod svih rješenja od poznate osnovne diferencijalne jednadžbe elastičnosti grede, a ona glasi (Nonveiller, 1981): Winklerov poluprostor predstavlja samo približno deformacione osobine tla ispod temelja. Stišljivo tlo zamijenjeno je sistemom elastičnih opruga (federa), koje se deformiraju samo ispod opterećene grede (sl.28.5.a). Realno tlo se ponaša drugačije i deformacije od opterećenja šire se i izvan grede, što je vidljivo na slici 28.5.b. Ove razlike utječu na deformaciju osi grede i reakcije između tla i grede. Ovaj model ne zadovoljava nas u cijelosti, ali se ipak veoma često koristi, jer su analitička rješenja diferencijalne jednadžbe (28.9.) relativno jednostavna, a dobiveni rezultati realniji od onih dobivenih uz pretpostavku linearne raspodjele reakcije tla. Pomjeranje tačke na površini VVinklerova poluprostora linearno je proporcionalan intenzitetu opterećenja p ( x ), tj.: (28.10.) Е1

= ~ = -Ш-Ф )]В,

(28.9.)

gdje je: E - modul elastičnosti grede / - moment inercije grede (m4); s - Sleganje - pomak ose grede im); p ( x ) - reakcija između grede i tla

(км/ т ) ; 2

q(x) - opterećenje grede na mjestu х (kN / m 2 ). Na ovaj način dobijemo funkcionalnu ovisnost između pomaka tačaka osi temeljne grede i pomaka na površini tla ispod grede s ' ^ . Ova ovisnost ovisi o elastičnim osobinama grede i deformacionih osobina tla. з

m 102

Temeljenje

Temeljenje

101


■________________________

gdje je k poznati modul reakcije tla \ Dokazano je da u intervalu 0 < s < ,v, (si - početni dio slijeganja) odnos između p i s daje veću reakciju p od stvarnih, a za pomak s > st manje od stvarnih (Nonveiller, 1981). Vidjeli smo da modul reakcije tla (tačka 8.3.3.) nije konstantna veličina, već ovisi o veličini opterećenja (p), te o obliku i veličini opterećene ispitne plohe. U tabeli 28.1. date su vrijednosti za modul reakcije tla (&,) prema Terzaghiju (1955), za ispitnu površinu 30 cm х 30 cm i za različite vrste tla i njegovu zbijenost. Za slučaj većih ispitnih površina Terzaghi predlaže korekcije u obliku (Nonveiller, 1981): za nekoherentno tlo: k = kx

103

Temeljenje

Temeljenje

101



2B'

104

Temeljenje

Temeljenje

103



(28.11.) 28.4.1.

RJEŠENJE ®

ZA

WINKLERO

.a

V

POLUPROSTOR

®

anuul Sl.28.5. Usporedba deformacije grede i tla ispod temelja A - B: Winklerov poluprostor (model predočen sa oprugama (federima) -f) ( a ) i stišljivi poluprostor šematski prikazan (b).

za koherentno tlo: (28.12.) Z?'

gdje je: B' 30,3 B — širina temelja (cm).

Ako opterećena površina nije kvadratna, već pravougaona, sa L = m-B, Terzaghi je predložio izraz: (28.13.) l,5m

k=kl 9S ± H .

105

Temeljenje

Temeljenje

103



U vo đe nj e m be zd i m en zi on al ne ko or di na te os i gr ed e ( N on ve ill er, 19 81 ): (28.18.)

Modul reakcije tla za plohu 30/30 cm Terzaghi, 1955; Nonveiller, 1981. Tabela PijesakRahliSrednje zbijenJako /hiji u1 . Suh 28.1. ili vlažan0 , 6 - 1 , 9 1 , 9 - 9 , 6 9,6 3,22.Djelomično potopljeno1,34,216,03.Potopljeno0,82,69,6G linaKonzistencija KrutaVrlo krutal VI 4.11 . qu [kN/m 2 ) 100 200200-400>4002.Granične vrijednosti1 , 6 3 , 2 3,2 - 6,46,43.Djelomično potopljeno2,44,89,6

Vesić (1961) je predložio izraz u obliku:

gdje je:

104

Temeljenje

Temeljenje

106


, _ 0.65 B EI l -v'

104

E

t

Temeljenje

Temeljenje

107


(28.14.)

104

Temeljenje

Temeljenje

108


AF

dobit će se opće rješenje jednadžbe 28.17.U obliku: j _ d-Wi bezdimenzionalne koordinate:

+

-џ2 +

C2

-џ3

C3

(28.19.) + C4-WA, gdje su u rješenju funkcije

у/", =cos/.£ -cos£, џ3 =sin/iif;-cos£,

(28.20.)

џ2 =cos hč,

-sin£;

цгА

=sin/z£ -sm£. Ci

do C su integracione konstante, koje se dobiju iz graničnih uslova. Pomoću jednadžbe 28.17. dobije se 4

sx = 3dxodnosno ' moment savijanja:M x = r d 2 s - F —5", dx

(28.21.)

(28.22.) te nagib ose grede: transverzalna sila ( S ) u obliku: Et - modul elastičnosti tla; E- modul elastičnosti temelja; /-moment inercije; v - Poissonov koeficijent za tlo; B - širina temelja. Ovaj izraz povezuje modul reakcije tla (k ) sa modulom elastičnosti tla, koji se može dobiti ispitivanjem neporemećenog uzorka u laboratoriji. Rješenje jednadžbe 28.9. sadrži četvrti korijen, trigonometrijske i hiperbolične funkcije modula reakcije tla (k), te njegova veličina malo utječe na definitivni rezultat. Radi ovoga se ova vrijednost uzima iz tabele (28.1.), ako se ne može na drugi način dobiti pouzdanija vrijednost. Raspodjela reakcije tla ( p x ) dobije se iz jedn.28.10.: p(x)=k - s(x ). (28.15.) Jednadžba elastične linije sredine grede (jedn.28.9.) bit će sada: x

,4

.a s + k - s - B = q-B, EI~~

ili za: El - F , k Y =k- B , dobije se izraz u obliku: (28.16.)

q- B, ах

(28.17.) ds

(28.23.)

tga=—. dx

Na primjeru grede (sl.28.6.) opterećene silom Q na odstojanju x0 mogu se napisati ovi granični uslovi:

х=Ц

x=xj, M_=Q

Si

=s2, ад=ВД, SL=0.

M,=M2,

S^S,,

(28.24.)

Ako uvrstimo u konturne uslove (jedn.28.24.) izraze iz jednadžbi 28.19. do 28.23., dobit ćemo sistem od osam linearnih jednadžbi iz kojih se mogu izračunati četiri integracione konstante za prvi dio grede (1) od x = 0 do x = x0 i za drugi dio (2) četiri integracione konstante (c, -C 4) od х = x0 do x - L . Ovim je zadatak riješen, te se iz jednadžbe 28.15. može izračunati raspodjela reakcije ( p x ) između grede i tla, a iz jednadžbi 18.21. i 18.22. transverzalne sile ( S x ) i

104

Temeljenje

Temeljenje

109


momenti savijanja (M x ). Jedan prikladan način rješenja jednadžbe 28.17. u diferencijalnom obliku za složena opterećenja, a prema slikama 28.6.-b, c i d, dao je Nonveiller (1981).

104

Temeljenje

Temeljenje

110

IX Plitko - direktno temeljenje___________________________________________________

29. Temeljne ploče

Kontinuiranu elastičnu gredu zamijenimo sa n krutih elemenata dužine /, međusobno spojenih zglobovima, sa elastičnim otporom protiv rotacije krajeva susjednih elemenata. Tako zglobovi prenose transverzalne sile i momente savijanja, u skladu sa njihovom krutošću. Također se opterećenje (Q, q) prenosi na zglobove u vidu pojedinačnih sila. Daljnji redoslijed proračuna može se naći u literaturi, kao npr. u Nonveillerovoj knjizi (1981).

29. TEMELJNE PLOČE

f « —t—i —»I Sl.28.6. Greda na Winklerovom poluprostoru: granični uslovi grede sa jednom silom (a), greda podijeljena na n krutih elemenata sa oznakama i opterećenjem (b), šem'a veze među krutim elementima i sile koje djeluju na čvorove (c), te šema redukcije sila na silu u čvorovima (d), (Nonveiller, 1981).

29.1. TIPOVI I PRIMENA TEMELJNIH PLOČA Temeljne ploče primjenjuju se kod velikih opterećenja i nedovoljne nosivosti tla. Temeljne ploče pogodne su kod obezbjeđenja prodiranja podzemne vode u najniže etaže objekta. Na slici 25.5. dati su tipovi temeljnih ploča koje u osnovi mogu biti konstantnog presjeka po cijeloj površini ili ojačane rebrima oko stubova ili po cijeloj dužini i širini temeljne ploče. Najčešće su rebra sa gornje strane, te se prostor između rebara zapuni materijalom, na kojem se izvede podna konstrukcija. U ovako formiran prostor između ploče i poda postavljaju se razne instalacije ili se formiraju spremišta. Ovakva konstrukcija omogućuje jednostavniji iskop i lakše izvođenje hidroizolacije sa vanjske strane temeljne konstrukcije. Ukoliko se hidroizolacija polaže sa unutarnje strane, onda je pogodnije rebra izvesti sa vanjske strane, tj. prema dolje. U oba slučaja imamo sistem unakrsnih armirano - betonskih greda, sa krstasto armiranim pločama, opterećenih reaktivnim opterećenjem od tla. Nekada se temeljne ploče konstantne debljine izvode u obliku pečurki. Ova temeljna konstrukcija izvodljiva je kod sistema stubova na približno istom odstojanju u oba pravca. Sandučasti temelji (sl.25.5.-d) primjenjuju se u uslovi ma veoma heterogenog tla, sa različitim fizičko mehaničkim karakteristikama, a tada se mogu očekivati znatnija neravnomjerna slijeganja i veće opasnosti za statičku sigurnost objekta. Ovo je posebno slučaj kod sitnozrnih materijala zasićenih vodom. Kod ove temeljne konstrukcije donja i gornja ploča se povezuju sistemom unakrsnih zidova, tako da sistem čini jednu konstruktivnu cjelinu. Prostor između ploča koristi se kao podrum ili sklonište. U nekim slučajevima prostor se popuni pijeskom da bi se pod ovim teretom obavio jedan dio slijeganja tla. 29.2. STATIČKA ANALIZA TEMELJNIH PLOČA Proračun ravnih temeljnih ploča može se izvesti na dva načina: ( i ) konvencionalnom metodom krutih temelja i ( i i ) približnom fleksibilnom metodom temeljenja. Metoda konačnih diferencija i metoda konačnih elemenata (tačka 26.6.) također se koristi za proračun plitkih pločastih temelja (Braja, 1995).

111

Temeljenje

Temeljenje

107

29. Temeljne ploče


29.2.1. KONVENCIONALNA METODA PRORAČUNA Pretpostavljajući temeljnu ploču kao krut temelj, statički proračun se provodi na konvencionalan način bez uzimanja u obzir deformacija objekta i tla i to slijedećim redom (sl.29.1.): 1) Proračun ukupnog opterećenja (0 od stalnog i pokretnog opterećenja svih stubova, tj.: Q = QX+Q2+Q,+QA+- + Qn(29.1.) 2) Definisanje pritiska, odnosno napona (ст) na tlo ispod tačaka A, B, C, D, ... (sl.29.1.), korištenjem poznatog izraza za ekscentricitet u dva pravca:

(29.2.)

<т = — ± A A-

—-нч-

B

4 r

■

'

X

- ,

/ =----------moment merciie oko у ose; y У 12 M x =Q- e y i M y = Q e x - momenti ekscentriciteta opterećenja stubova oko х i у ose. 3) Komparacija dobivenog napona (<т) na kontaktnoj površini, a on mora biti manji od dopuštenog napona, odnosno pritiska (cr < аЉр; q < q d a p ).

4) Ekscentriciteti ex i e y , u pravcu х i у ose, određuju se preko pomoćnog koordinatnog sistema (x' ,y' ):

, _ 6i •

x } '+Q2 ■ x2 '4-63 • x '+... + <2„ • xn'

(29.3.)

3

Q

a ekscentricitet: (29.4.) er = хЧ — — b 2 Slično se može izračunati ekscentricitet u pravcu у:

-----------------------4 L _ _ J

Ml?

'"to"'

I

Qr

ГП

Q9 0-10

i

I --------------L . .

rt?* ffl-

------------------------------8-------------------------------------------- f

Sl.29.1. Temeljna ploča za proračun prema konvencionalnoj metodi

gdje je: A = B - L - površina temeljne ploče; y,= Qi ' У \'+пг ■ У Г +пз ' Уз'+- + б„ ' Ул'

^9 5.)

i ekscentricitet: e y = y' ^-b^

(29.6.)

5) Podjela ravne ploče u nekoliko traka u pravcu х i у ose, sa širinom trake Bx (sl.29.1.). 108

Temeljenje

Temeljenje

112

29. Temeljne ploče


„ _Ч

6) Određivanje debljine ploče, na osnovu uslova "probijanja" stuba, kao što je to prije objašnjeno. 7) Determinisanje srednje +a veličine reakcija tla na krajevima svake trake, kao npr.:

а Чв +

srli--------------------—'

.

N

_Q

m 2

-----'

N

/707) (2У./.)

gdje su: q A ,q B ,q M ,q N pritisak (odnosno napon) u tačkama A, B, M i N dobiven pomoću jedn.29.2. Ukupna reakcija tla za određenu traku (A, B, M, N ) bit će: ^B x - L. (29.8.) 2 Na sličan način se može dobiti ukupna reakcija tla za srednju traku BL 12

108

Temeljenje

Temeljenje

113

29. Temeljne ploče


- moment inercije oko х ose;

108

Temeljenje

Temeljenje

114

29. Temeljne ploče


8) Proračun i crtanje dijagrama kontaktnih napona, transverzalnih sila i momenata savijanja svake trake u oba pravca na bazi kojih se odredi potrebna pozitivna i negativna armatura, na način koji je poznat u predmetu Armirani beton. q= - k-B x \ \ i k=^- B x , (29.12.)

-s

s

gdje je k - koeficijent reakcije tla, odnosno diferencijalna jednadžba u obliku: (jedn.28.17.) 29.2.2. APROKSIMATIVANMETOD PRORAČUNA FLEKSIBILNIH TEMELJA Za približnu metodu proračuna fleksibilnog temelja (kao u tački 28.4.) pretpostavlja se elastično tlo, koje se u ovome slučaju može predstaviti sistemom elastičnih opruga (sl.29.2.). Elastične konstante od ovih pretpostavljenih opruga predstavljaju koeficijent reakcije podloge (posteljice), (Braja. 1995).

к

Iz fundamentalne mehanike poznato je da je moment savijanja (M) fleksibilnog temelja

širine Bx i visine h , opterećenog silom Q jednak:

d 2

(29.9.)

s M =E1

gdje je: E - modul elastičnosti (deformabilnosti) materijala u temelju; / = {\./ll)Blh3 - moment

inercije presjeka ploče.

A-A (D

■EEB-

$ £г

A) Iz Sl.29.2. Principijelna šema za metodu fleksibilnog temelja (a) i ploču na elastičnim temeljima ( b ).

(29.10.)

gdje je k koeficijent reakcije tla.

onda je: --r-

dx

2

Kako

■ p(x),

odnosno EI—т =

= T

je:

dx dx ds dx

Također je poznato d a j e reakcija tla

p(x) i

—

p(x),

(29.11.) =

p(x)

(reakcija

tla),

odnosno kontaktni napon (cr) proporcionalan slijeganju,

tj.:

,ds

dx

El=-^ = -s-k- B x Rješenje ove jednadžbe ima oblik (Braja, 1995): = e~ m (A cosR +A gdje su A' i A " konstante, a /3=л Р -^ (dužina)"1. V 4EI

s

115

.x

Temeljenje

"smPx),

(29.13.) (29.14.) (29.15.)

Temeljenje

111

29. Temeljne ploče


Ovaj parametar je važan za determinisanje temelja, i pokazuje da li je temelj krut, ili fleksibilan. Prema Američkom komitetu za beton (Braja, 1995) temeljna ploča se projektuje kao kruti temelj na konvencionalan način ako je razmak stubova u temeljnoj traci manji od ^'^g > a kao fleksibilan ako je razmak 1 75 / stubova veći od ' . Poznato je da koeficijent reakcije tla ( k u k N / m 3 ) nije konstantna veličina za dato tlo i da ovisi o mnogim faktorima, kao npr.: o dužini, širini i dubini temelja i dr. Ispitivanjem na terenu utvrđuje se vrijednost ovoga koeficijenta, ali postoje i mnogi izrazi u literaturi, za različite vrste tla u ovisnosti od: dužine (L), širine ( B ) i dubine ( D ) temelja, modula elastičnosti - deformacija (JE), Poissonova (Poasonova v ) koeficijenta, momenta inercije ( Г ) itd. (tabela 28.1.). Tok, proračun fleksibilnog temelja svodi se na slijedeće (Braja, 1995):

1) Proračun debljine temeljne ploče ( h ) na način analogan kod konvencionalne metode proračuna. 2) Determinisanje krutosti (/?) temeljne ploče iz izraza: R=

i

,v

F h3

12(l- V 2 )

(29.16.)

gdje je: E — modul elastičnosti temelja; v - Poissonov koeficijent temelja. 3) Definisanje radijusa efektivne krutosti:

116

Temeljenje

Temeljenje

111


(м,)

(Mr)

4) Iznalaženje tangencijalnog i radijalnog jednoj tački, prouzrokovanih opterećenjem stubova (sl.29.3.):

momenta u polarnim koordinatama u

(l-v)A2 M , =• POGLAVLJE X

DUBOKO - INDIREKTNO TEMELJENJE

4L' 3 gdje se faktor A3 može dobiti iz dijagrama na slicii 29.3. i i//Y isfi * +му

«t \ 1

*\J

0 - 0.4/\ -0.2 -0.1 0 0.1 - 0.3 0.2 0.3 0.4 koeficijenti: a,, a 2 ,a 3 Sl.29.3. Dijagram koeficijenata Aj, A2 i A3 sa skicom polarnih ( M r i M t ) i ortogonalnih momenata {м x i M y ) , za približan proračun prema metodi fleksibilnih temeljnih ploča (Braja, 1995).

gdje je:


/U . M =-

(29.17.)

v A, +

(l-v)A г/ /V r— radijalno odstojanje od opterećenog stuba; Q — opterećenje u stubovima; Aj i A2 - koeficijenti ovisni o odnosu у^, (sl.29.3.). 5) Pretvaranje polarnih momenata savijanja u ortogonalan koordinatni sistem, preko izraza: M x = M t sin a + M r cos a, M = M , cos2 a

2 (29.18.) + M r sin a,

6) Za jediničnu širinu temelja definisati transverzalne sile (T) prouzrokovane opterećenjem stubova, preko izraza: (29.19.)


"Znanje je bolje od imetka. Znanje čuva tebe, dok ti moraš čuvati imetak. Imetak se umanjuje trošenjem, dok se znanje umnožava dijeljenjem. I učinak imetka nestaje kako imetak presahuje." 112


Temeljenje


113

U

tački 25.4.2. dat je opšti osvrt na funkciju i primjenu dubokog temeljenja. U ovome poglavlju bit će obrađeni sve dosada u inžinjerskoj praksi korištene - "metode dubokog temeljenja i to: šipovi (piloti), bunari, kesoni, i druge podzemne specijalne konstrukcije. Veoma česta je Primena raznih vrsta šipova od različitih materijala i tehnologije izvođenja, a oni će se ovdje šire obraditi, uz korištenje saznanja iz novijih tehnologija.

30y TEMELJENJE NA SIPOVIMA 30.1. UOPŠTENO O FUNKCIJI ŠIPOVA Šipovi (piloti) su relativno dugi i vitki konstruktivni elementi sačinjeni od drveta, čelika, betona, armiranog i prednapregnutog betona i/ili šljunka, a oni se koriste da prenesu opterećenje temelja kroz slabo nosive dijelove tla na dublje zone tla ili stijenskog masiva veće nosivosti. Šipovi se koriste kao konvencionalni metod temeljenja za radove iznad vode, kao što su: stubovi mosta, pristaništa, lukobrani, naftne platforme i dr. Oni se, također, koriste kao dijelovi potporne konstrukcije za prihvatanje pritiska tla i/ili vode kao zagata za iskope temelja i potpornih konstrukcija. Temeljenje na šipovima u najvećem broju slučajeva predstavlja lahko i ekonomično izvođenje dubokih temelja. Umjesto dubokih temelja u mehkom tlu, koji se najčešće izvode ispod nivoa podzemne vode, pobijanjem šipova se najlakše dođe do dubokih nosivih zona tla. Ovaj dosta stari metod temeljenja je veoma racionalan, kako u pogledu izrade, tako i u pogledu primjene i uštede materijala za šipove. Radi ovoga se stalno postižu razna unapređenja, razvijaju nove metode i tehnologije, što proširuje primjenu šipova kod temeljenja jednostavnijih, do veoma složenih objekata, i kod raznih slabo nosivih vrsta tla. Posljedica ovakvog razvoja uslovila je pojavu raznih vrsta, sistema i tehnologija izrade šipova kao i upotrebu raznih klasičnih i savremenijih vrsta materijala i opreme. Primena drvenih šipova poznata je još od drevnih vremena kod svih civilizacija, koje su se zadržale do današnjeg dana, bez obzira na razvoj drugih vrsta šipova i tehnologija izvođenja. Međutim, u novije vrijeme, sa razvojem tehnologije i primjenom raznih savremenih strojeva za izvođenje šipova, dolazi do sve veće primjene čeličnih, betonskih, armirano-betonskih i prednapregnutih šipova od betona, kao i od pijeska i šljunka, koji se izvode na licu mjesta. Brojna teoretska i eksperimentalna ispitivanja u prošlosti i sadašnjosti, vezana za ponašanje i nosivost šipova u koherentnom i nekoherentnom tlu, kao i mehanizam njihovog delovanja, nisu ni do danas dovoljno razjašnjeni. Ovo je razlog da je danas razvijeno više teoretskih, eksperimentalnih i praktičnih metoda za proračun nosivosti raznih vrsta šipova, u različitim terenskim uslovima. Projektovanje temelja na šipovima danas se smatra "umjetnošću", jer se čitav proces odvija skriveno duboko u različitim uslovima i osobinama tla. U ovome poglavlju prezentirat će se projektovanje i analiza raznih vrsta pojedinačnih i grupnih šipova, njihova ugradnja, mehanizam prenošenja opterećenja, metode proračuna nosivosti i Sleganje šipova, uz korištenje novijih saznanja iz ove oblasti. ''''30.2.) KLASIFIKACIJA I KONSTRUKTIVNE POJEDINOSTI ŠIPOVA Različiti tipovi šipova koriste se kod izvođenja inženjerskih radova, što ovisi o: tipu opterećenja, vrsti objekta i temelja, terenskim uslovima, vrsti tla, nivou vode itd. Podjela se može izvršiti prema: (i) vrsti materijala šipa, (ii) načinu izrade šipova i (iii) načinu prenošenja opterećenja na tlo. 1) Prema vrsti materijala šipove dijelimo na: drvene, > čelične, > betonske, armirano-betonske i prednapregnute šipove, > kombinovane (sastavljene) od dvije ili više vrsta materijala, odnosno dva ili više tipa šipova. > 2) Prema načinu izrade šipove dijelimo na:


> >

> > >

zabijene šipove. Pripremljeni, obično drveni, čelični, prefabrikovani, armirano-betonski i prednapregnuti šipovi pobijaju se u tlo udarcima čekića-malja; zabijene i izlivene šipove. Na licu mjesta zabija se metalna cijev sa zatvorenim dnom u tlo i popunjava betonom sa armaturom ili bez nje, šljunkom, pijeskom i dr. Cijev se izvlači prilikom ispune materijalom, a može i ostati u tlu; bušene i izlivene na licu mjesta šipove. Šipovi se formiraju bušenjem i vađenjem materijala uz zaštitu obložne čelične kolone ili uz zaštitu pomoću bentonitske suspenzije; izradu šipova pomoću mlaza vode pod visokim pritiskom, sa popunom nastalog prostora injekcionom smjesom različitog sastava; kombinovane šipove. Šipovi su sastavljeni od dva ili više prethodnih tipova ili kombinacija sa različitim materijalima u istom tipu šipa;

Prva dva tipa formiraju šip istiskivanjem materijala, pa se u stranoj literaturi nazivaju šipovi dobiveni istiskivanjem. Treći tip šipa dobije se popunom izbušenog prostora materijalom. (3) Prema načinu prenošenja opterećenja šipove dijelimo na: a) Stojeće šipove, oslanjaju se vrhom na čvrsto tlo i relativno nepenetrabilan materijal kao s t o j e stijenski masiv, kongloamerat, ili jako zbijen šljunak i/ili pijesak (si. 30.1-a). Šipovi u ovome slučaju prenose opterećenje svojim vrhom na čvrsto tlo, jer su gornji slojevi jako stišljivi i slabo nosivi. b) Lebdeće šipove koji se nose trenjem između omotača i tla, po cijeloj svojoj visini, tj. prolazi kroz jednolične slojeve tla (si. 30.1.-b). U ovome slučaju čvrsti sloj se nalazi na većoj dubini, te bi bilo neekonomično izvoditi tako duboke šipove radi njihovog vršnog nošenja. c) Delomično lebdeće šipove, koji prenose opterećenje trenjem samo u donjim zonama, jer su gornji slojevi zanemarljive nosivosti (si. 30.1.-c). d) Šipove opterećene horizontalnim silama, koji moraju biti otporni na savijanje, ako su gornji slojevi slabe nosivosti (si. 30.1.-d). Ovaj tip dolazi u obzir kod izvođenja zemljom nasutih objekata, te temelja visokih i vitkih konstrukcija opterećenih znatnim vjetrom i/ili seizmičkim silama, ili drugim značajnijim horizontalnim silama (si. 30.1.-d). e) Šipove opterećene silama zatezanja, koji se koriste kod temelja telekomunikacionih i drugih tornjeva, naftnih platformi i drugih konstrukcija opterećenih na zatezanje (si. 30.1 .-e). f) Šipove za zbijanje tla i dreniranje, gdje se zabijanjem šipova poboljšavaju geotehničke osobine tla u okolnom području usljed smanjenja poroznosti. Ukoliko se prostor šipa popuni propusnim materijalom, on služi za horizontalno dreniranje kojim se ubrzava okolna konsolidacija tla (si. 30.1.-f). Koji će se tip šipa izabrati prilikom projektovanja temelja ovisi u osnovi od četiri glavna faktora: (i) lokacije i vrste konstrukcije, (ii) terenskih uslova tla. (iii) trajnosti i (iv) cijeni koštanja. Vrsta i lokacija objekta i/ili konstrukcije znatno utječe na izbor tipa šipa i opreme za njegovo izvođenje zabijanjem ili bušenjem: na tlu i/ili iznad vode; u blizini objekata i/ili na skučenom ili otvorenom gradilištu; te na obaloutvrdama, lukama i naftnim platformama. Uslovi tla utječu, kako na izbor tipa šipa, tako i na tehniku instaliranja i ugrađivanje šipova. U tlu sa samcima npr. teško su izvodljivi zabijeni šipovi, a za nekoherentno tlo potrebna je specijalna oprema i tehnika izvođenja. Trajnost često utječe na izbor tipa šipa. U tlu i na područjima koja sadrže sulfate ili druge štetne sastojke šipovi moraju biti visokog kvaliteta i otporni na ove uticaje. Odabiranjem jednog ili dva osnovna tipa vezana za navedene uslove, konačan izbor ovisan je svakako o cijeni koštanja. Kod usvajanja ponude inženjer mora da vodi računa i o dragim elementima ponude izvođača, kao što su: vrijeme izvođenja i mogućnost udovotjenja programu i tehničkim uslovima, mogućnost opreme izvođača za eventualna iznenađenja promjene u dubinama, vrsti tla, štetnim uticajima itd., iskustvo izvođača, troškovi ispitivanja, organizacija i njegova fleksibilnost i si.


©

©

©

Sl.30.1. Razne vrste šipova s obzirom na način prenošenja opterećenja: stojeći (a), lebdeći (b), delomično lebdeći (c), horizontalno opterećeni (d), zatezni (e), drenažni ф.

30.2. l.DR VENI ŠIPOVI Primena drvenih šipova datira još od prahistorijskog doba i oni su korišteni su kroz sve civilizacijske epohe. Oni se i danas koriste, radi svoje ekonomičnosti, lahkog rada, povoljnih osobina drveta, velike čvrstoće u pravcu vlakana, fleksibilnosti i otpornosti na udare. Široka njihova Primena i danas je poznata u Sjevernoj Americi, Kini i skandinavskim zemljama u formi očišćenog drvenog stabla i pripremljenog za pobijanje na kopnu ili u vodi. Njihova Primena je posebno pogodna za privremene objekte, jer se po potrebi mogu vaditi i ponovno koristiti. Nedostaci drvenih šipova su svakako u osjetljivosti na tmhljenje i mikroorganizme, koji mogu utjecati na stabilnost drvenih šipova. Radi ovoga, drveni šipovi se u pravilu koriste u stalno vlažnim prostorima, pod vodom, ili u stalno suhom tlu. Izvođenje šipova u naizmjenično suhoj i vlažnoj sredini dovodi do bržeg truhljenja, radi čega se šipovi pobijaju ispod minimalnog nivoa vode, jer tada mogu da budu trajniji. U lukama i riječnim konstrukcijama šipovi su, u oscilirajućem nivou vode izloženi raznim mikroorganizmima koji mogu oslabiti ili narušiti stabilnost drvenih šipova. Da bi se ovo spriječilo, šipovi se zaštićuju raznim antikorozivnim sredstvima, naftnim derivatima i mineralnim solima.


Sl.30.2. Glave i vrhovi šipova:obrađeni a nezaštićeni (a),osigurani okovima glave i vrh šipova ( b ) i ( c ).

Dužine i prečnici šipova su različiti, što ovisi o klasama i vrsti drveta koji se propisuju pojedinim standardima. Prema nekim autorima, maksimalna dužina drvenih šipova iznosi 10,0-20,0 m, a obično 6,0-15,0 m (Tomlinson i Boorman,1995; Dolarević, 1987). Minimalna debljina šipova ne koristi se ako je manja od 15 cm, a maksimalna je 35 cm (Braja, 1995). Ako se šipovi zabijaju u tvrdo tlo, vrh šipova treba zaštititi metalnim okovom (papučom). Radi spriječavanja oštećenja glave šipovi se prilikom zabijanja osiguravaju metalnim prstenovima. Tipični načini osiguranja glava i vrhova šipova dati su na slici 30.2. U slučaju potrebe šipovi se mogu nastavljati, ali se ovo izbjegava, posebno kada se očekuje da će biti opterećeni na zatezanje i/ili bočno opterećenje. Ukoliko je nastavljanje neophodno, ono se može izvesti izvan ili u ravni šipova od: drvenih podvezica i šarala, međusobno povezanih polucilindera, metalnih prstenova sa šarafima i cijevnih čahura (si. 30.3.). Minimalan preklop treba da iznosi najmanje peterostruku debljinu šipova. Šipovi se koriste kao temelji za razne objekte, pojedinačno i/ili skupno, u jednom i/ili više redova, vertikalnih i/ili kosih, što ovisi o konstrukciji i opeterećenju (si. 25.6.). Generalno, moć nošenja šipova procjenjuje se na oko 220-270 kN (25,030,0 tona). Prema nekim standardima dopuštena nosivost na pritisak hrastovih i borovih šipova iznosi 8,3 N / mm2, odnosno 5,9 N I mm2 na neto površinu. Dopuštena nosivost drvenih šipova, bez izvijanja, dobije se iz izraza: opterećeni i osnovnim i dopunskim opterećenjem, računske vrijednosti za dopuštene napone povećavaju se za 15%, a ukoliko djeluje i posebno

SI. 30.3. Nastavak drvenih šipova: drvene podvezice sa šarafima (a), međusobno spojeni policilindri (b), metalni prstenovi sa šarafima (c), cijevne čahure (d) i metalne podvezice sa šarafima. (e). opterećenje, dopušteni naponi se povećavaju za 50% (Kujundžić, 1989).


Osnovni dopušteni naponi za drvo sa vlažnošću manjom i većom od 18% redukuju se koeficijentima (кн) prema tabeli 30.2. (Kujundžić, 1989). Dopušteni naponi (<3,и1р) (MPa) za osnovno opterećenje Tabela 30.1. naprezanja

Oznake

.: Četinari Klaso

Masivno lirvo ....................... Listali Klasu -.:....! л III

- II

Lijepljeno lameliraaa drvo ■ Četinari Listati Klasa ■ Klasa IP' ■li...

13.00

10,00

7,00

14,00

12,00

14.00

11,00

16,20

13,70

2,Podužno zatezanje

10,50

8,50

0,00

11,50

10,00

10,50

8,50

18,00

10.80

3.Papre£no zatezanje

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

2,00 2.50

2,00 2.50

2,00 2,50

3,00 4.00

3,00 4.00

2,00 2,50

2,00 230

4,90 4,90

4,30 4,90

0,90

0,90

0,90

1,20

1,20

1,20

1,20

U0

1,10

0,90

0,90

1,20

1,20

0,90

0,90

1,50

1,50

3,00

2,50

4,00

3,50

3,50

3,00

4,00

3,50

....

:

■-

°cL d

5 Poprečni pritisak ,-bez gnjoćenib vlakana -primatom gnječenju . jraprecnesile T

m\\d

T.Pođužno smicanje

T

¥

0,90

8 Роргебпо smicanje

*± d

3,50

Q = A-(T( i o p (kN )

l

:

::

11

(30L)

Koeficijenti korekcije kh za Tabela masivno drvo %10 12 14 16 Vlažnost 18 20 30.2. 22 24 26Četinari сгс,т1,32 1,24 1,16 1,08 1,00 0,92 0,86 0,78 0,70Om, Ot1,16 1,12 1,08 1,04 1,00 0,94 0,92 0,88 0,84LiSćari асл1,30 1.22 1,16 1,08 1,00 0,92 0,90 0,89 0,75ст,„. t\1,16 1,12 1,08 1,04 1,00 0,94 0,92 0,88 0,84

gdje je: A-srednja površina presjeka šipa, a ^'"/'-dopušteni napon drveta. Vrijednosti dopuštenih napona zavise od vrste i klase drveta, procenta vlage, vrste naprezanja i vrste opterećenja (tabela 30.1.). Ukoliko su šipovi 30.2.2. ČELIČNI ŠIPOVI Visoke čvrstoće u odnosu na težinu i dimenzije, te žilavost čelika, čine ovaj materijal podesnim i za šipove i to kod: (i) pobijanja ili bušenja na većim dubinama, (ii) pobijanja u težim tlima bez oštećenja kao što su: površinske naslage šljake ili stari temelji i slojevi tla sa samcima, (Hi) konstrukcija za absorpciju energije kao što su navezi za prihvatanje brodova, gdje se koristi čelik, pomoću kojeg se stvara sposobnost odupiranja velikim elastičnim deformacijama (Owens i Knowles,1995). Čelični sipovi se lakše zabijaju u tvrdo tlo gdje se druge vrste ne mogu zabiti. Manje su osjetljivi na udarce i vibracije, zbog čega nisu podložni oštećenjima. Ako se koriste za privremene objekte, mogu se po potrebi vaditi i ponovno koristiti. Postoji više raznih sistema i vrsta šipova prema obliku i načinu izrade, odnosno zabijanju u tlo. Uopšteno se primjenjuju tri osnovna oblika i to: (i) H profil, odnosno (I) profil (široki pojas - Pajnerov šip), (ii) kutijasti - prizmatički Larsenov oblik šipa, (iii) cjevasti šip (si. 30.4.). Prema načinu zabijanja u tlo razlikujemo: šipove u obliku svrdla, koja se uvrću u tlo okretanjem (si. 30.4.-a); > šipovi H (I), prizmatičnog ili cjevastog oblika koji se zabijaju udarima malja, pomoću makare za zabijanje u > tlo ili bez nje (si. 30.4.-b).


Sl.30.4. Tipovi čeličnih šipova: svrdlasii (a), Hprofil (b), cjevasti (c) i prizmatični šipovi (d).

Cjevasti šipovi sa svrdlom na dnu koriste se u čvrstom tlu, ali na manjim dubinama. Pogodni su kod šipova izloženih silama zatezanja, kao i kod potrebe ža većom nosivošću, koja se ostvaruje većom širinom svrdla (si. 30.4.-a, c). Sipovi H (I) oblika, te cjevasti i prizmatični šipovi, imaju veću primjenu od svrdlastih šipova, jer su obično ekonomičniji i za praksu prihvatljiviji. Najčešće se koriste gotovi valjani čelični profili, kojima se kombinuju razni zatvoreni oblici u poprečnom presjeku. Ovi šipovi mogu biti na dnu otvoreni ili zatvoreni. Ako su zatvoreni, onda se dno zavari konusno, radi zabijanja u tvrdom tlu. U ovome slučaju šuplji prostor se može popuniti betonom, ili armiranim betonom, čime se povećava nosivost šipa. Osnovni podaci za čelični 1 profil (široki pojas) Tabela МЗ. l1

1«

.г г

1

,1

t-

1

p

1

— Uobičajena dužina
■ ■

г

Jd

""""^

,9%

J L = «0 ty

I

IP 10 do 100

110.10 * 18.18

I «

_ _x

zaffs30jeb«h zalte32je za 1 10.10 dol 18.18 b=300mm isl,5d tl=b r=t rj=3mm

ц <=4.2 5 IP1

0 do 100 s ^paralelnim ...a::.:

pojasima za os savijanja

Oznak "' " I "'

Mjereui

h

o

d

100 120 140 160 180

1O0 120 140 160 180

7,5 8 8 9 9

PIO P12 100 P14 P16 120 P18 140 160 180 P20 200

100 120 140 160 180 200

63 7 8 9 9 10

P22 P2« P30

200 240 260 280 300 300 300 300 300 300 300 300 300 300 300 300 300 300 300 зоо

10 11 11 12 12 13 13 14 14 14 14 15 15 16 16 17 17 18 18 18 19 19 19 19

10.10 12.12 14.14 16.16 18.18

P24 200 P28 240 260 280 300 P32 P34 320 P36 P38 340 360 P40 380 400 P421/, P45 425 450 P47'/j 475 P50 500 550 P55 P60 600 P65 P70 650 700 P75 P80 750 800 P85 P90 850 900 P95 P100 950 1000

300 300 300 300

m

t

A

G

cm*

Ng/m

x-x

r

em

4

У-У

at?

l>

J,

cm

cm"

W, cm3

K cm

10,2 5 11 12 14 14 10 11 12 14 14

10 12 12 14 14

26,8 34,6 21,0 27,2 447 433 57,4 34,0 45,0 1490 64,7 50,8 3750

852 89,4 142 213 4,09 2580 322 417 5,86 7,62

4,96 151 276 475 30,1 46,0 6,70 831 1170 67,8 104 130

10 11 12 14 14

26,1 34,3 204 26,9 447 44,1 58,4 34,6 45,8 1520 65,8 51,6 3830

864 89,7 144 217 4,14 2630 329 426 5,87 7,63

5,02 167 317 550 33.4 52,7 243 3,04 6,72 958 1360 78,6 120 343 4,05 4,55 151

16

15

82,7

18 15 20 17 17 18 18 22 22 20 24 24 20 26 21 21 21 26 28 21 28 30 23 23 24 30 32 24 26 26 32 34 27 34 34 27 27 36 36 30 30

19,1 121 154

36 36

16 18 20

30 30

64,9

8,48

2140

214

111 714 87,4 8050 11690 732 974 1160 9,37 144 94,8 113 11050 20720 1480 1720 11,2 121 25760 12,9

10,5 2840 12,0 5280 9010

4150 258 7320 406 600

171 174 135 192 194 150 164 209

5950

595

137 32250 36940 2020 153 45120 50950 2510 60640 3030

2170 13,7 2680 15,3 17,0

2,37 2,82 3,31 3,81 4.25

5,08 346 5,59 6,11 523 6,61 7,14 7,65

7,60 7,55 14,5 9910 9910 661 661 16.2 10810 10810 721 721 7,51 7,46 7,49 11710 781

212 232 166 182 69480 84220 3270 3740 18,1 19,0 11710 12620 781 841 7,43 7,38 235 255 185 200 95120 4010 4530 20,1 21,0 12620 13530 841 902 7,32 7,28 113200 263 289

207 227

297 324

234 254

333 342

261 268

372 381

292 299

391 400

307 314

140300 180800 216800 270300 316300 366400 443900 506000 573000 644700

5100 6030

23,1 25,0

13530 14440

902 962

7,17 7,07

6670 7720

27,0 28,9

14440 15350

962 1020

6,97 6,88

8430 9160

30,8 32,7

15350 15350

6,79 6,70

10440 11250

34,6 36,5

16270 16270

10201 020 10801 080

12060 12900

383 40,1

16270 16280

1080 1080

6,45

6,61 6,53

Čelični šipovi se po potrebi mogu nastavljati varenjem podvezica ili cijevnih čahura, tako da se mogu postići i znatno veće dubine od standardnih dimenzija. Kao primjer ostvarene znatne dubine navode se opitni


šipovi oblika H (305x305 mm) koji su zabijeni čekićem do dubine od 49,0 m u gustom pijesku i šljunku sa samcima (Tomlinson i Boorman, 1995). Šipovi na ovakvim dubinama skloni su izvijanju oko slabije ose. Tako je osmotreno da je H šip (310x352 mm) zabijen do dubine od 46,0 m u glinovitom tlu imao defleksiju od 1,8-2,0 m od vertikale. Međutim, normalna dužina čeličnih H profila, koja se u praksi koristi, kreće se od 4-5 m (tabela 30.3.). U tabeli 30.4. dati su osnovni podaci za cilindrične šipove tipa Larssen.

Osnovni podaci o Larssenovom cilindričnom obliku šipa (Owens i Knowl.es, 1995). Tabela 30.4. f (" г—1- 1 /i----1-1 н—TežinaPovršina \ 1 poprečnog .i; ■;:;;;::presjelai; . fCP?). .'>■'..'-•.;.Približni";;; ■ perirnetar - (rnm).Momenl inercije (сп- )Moment otpma\ 1 / 4 ----- j;-'--— (mro (mm) (mm; ■■■■'iefffc'-V-šuplji... pro^ sior

Y-Yх-хY-Y525 252 7.889.4113.81122165210028392807961400525 300 8.9102.0129.913441748169764381211321562525 349 9.0120.8153.915891872259925544214901970525 391 10.5136.6174.017761952381266092019502164525 447 11.3154.6196.920052084544747012024382482525 502 12.1175.8223.922212164752408008229982830525 502 17.0207.3264.122242168965848580638483032400 299 14.1124.4158.810201596199543055913481399420 502 22.0244.0310.6179420801067806775642372920420 502 25.4262.0333.6179420801185886985947253011420 502 28.6277.4353.2179420801284487139251173077

30.2.3. PRETHODNO IZLIVENI ARMIRANO-BETONSKI I PREDNAPREGNUTI ŠIPOVI Armirano-betonski šipovi prethodno izliveni i zabijeni u tlo imaju široku primjenu u građevinskoj praksi. Posebno imaju primjenu kod obalnih konstrukcija, pristaništa, naftnih platformi, mostova itd. Ovi šipovi su u prednosti u odnosu na drvene i čelične šipove, jer ne podliježu truhljenju, niti su izloženi koroziji. Ukoliko je podzemna i/ili nadzemna voda agresivna za beton, mogu se koristiti cementi otporni na sulfate ili druge agresivne sastojke, ili se koriste razne epoksidne smole za zaštitu. Nedostatak im je što su glomazni i teški, te zahtijevaju moćnu opremu za transport i zabijanje, onemogućeno je njihovo nastavljanje a otežano je i skraćivanje. U posljednje vrijeme primjenjuje se tehnologija izvođenja cjevastih šipova koja dobrim dijelom anulira ove nedostatke. Armirano-betonski šipovi se lahko oštećuju prilikom zabijanja od udara malja i vibracija, a mogu se oštetiti ili slomiti duboko ispod površine terena. Zbog ovoga se šipovi rade od kvalitetnog betona (najmanje MB30) ili prednapregnutog betona. Do prije izvjesnog vremena u upotrebi su bili samo armirano-betonski šipovi punog kvadratnog, okruglog, heksagonalnog ili oktogonalnog presjeka. Šipovi kvadratnog presjeka koriste se za kraće i srednje dužine, a drugi oblici obično su u upotrebi kod većih dužina šipova. Danas su se razvili i tipovi oblika betonskih cijevi-cjevasti, cilindrični šipovi, sa tankom betonskom ljuskom, kao i prednapregnuti šipovi (si. 30.5.-b i 30.9.).


30.2.3.1.Zabijeni armirano-betonski šipovi Maksimalne dužine i

Tabela ; ..armatura Kvadratni presjek šipova kvadratnih ;f КШ."* (cm); vMaksimalna dužina tm).GlavM алшгога30.5. (kom х mm!Poprečna armatura- uzengtje : :~ ... ; (ф/rnm-razmak) > ■ glava i stopatijelo sipa25x2512,04x20Ф6/40фб/13030x3015,04x20 4x25Ф6/40фб/13035 х 3518,04x20 4x25 4x32Ф8/70Ф8/17540x4021,04x25 4x32 4x404>8/60ili ф10/100Ф8/200" 45 х 4525,04x25 4x32 ' 4x40Ф8/60 ili Ф10/90Ф8/180 ili Ф10/225

Moć nošenja čeličnih šipova bez izvijanja dobije se iz poznatog izraza: Q=A-fJdop (kN),

(30.2)

gdje je: A-neto površina poprečnog presjeka čeličnog šipa; Oj aop-dopušteni napon čelika.

Posebno se mora provjeriti moć nošenja šipa u odnosu na slom u tlu. Čelični šipovi izloženi su korozivnom delovanju u močvarnim tlima, tresetištima, vodi i drugim organskim tlima. Tlo koje ima pH veći od 7 nije tako korozivno. Uobičajeno je da se na račun korozije povećavaju debljine stijenki šipova. Moguća je koroziona zaštita epoksid smolom koja se ne oštećuje prilikom pobijanja šipova.

30. Temeljenje na šipovima

X Duboko-indirektno temeljenje Ovi šipovi, prethodno izliveni, kvadratnog su, okruglog, heksagonalnog ili oktogonalnog presjeka, sa klasičnom uzdužnom i poprečnom armaturom. Projektovanjem se treba obezbijediti: (i) otpornost na momente savijanja od podizanja, rukovanja i transporta šipa, (ii) prenošenje vertikalnog opterećenja od zabijanja šipa i temelja konstrukcije, i (ili) preuzimanje momenta savijanja od bočnog opterećenja. Poprečni kvadratni presjek obično iznosi od 25x25 cm do 45,0x45 cm. Najčešće se rade dužine od 6,0 do 15,0 m, a izuzetno do 25,0 m, što ovisi o veličini poprečnog presjeka. Da bi se izbjeglo prekomjerno izvijanje, prilikom rukovanja i zabijanja preporučuju se u tabeli 30.5. dužine šipa kvadratnog presjeka (Tomlinson i Boorman.1995). HVATIŠTE iSOO

3)

500 cm od

glave Sipa čega se izvode zatvorene uzengije ili kao spiralna armatura. Na dužini od oko tri širine šipa, na

-Čelični obfuć

oba kraja, poprečna armatura treba da iznosi najmanje 0,6% zapremine, a u srednjem dijelu ne manje od 0,2% (si. 30.5.).

SI. 30.5. Tipični detalji armirano-betonskih šipova: armatura za kvadratni šip presjeka 35/35 cm i dužine 15,0 m (a), armatura za šuplji oktogonalni presjek šipa (b), (Tomlinson i Boorman,1995), te armatura šipa 35/35 cm, sa kukama za prenos (c), (Dolarević, 1987).

Šipovi kvadratnog presjeka armiraju se sa po 4 ili 8 glavnih podužnih

sipki armature, a okrugli presjek sa najmanje 6 podužnih Sipki. Uzengije se

stavljaju na manjem razmaku pri krajevima od razmaka u srednjem dijelu šipa. Poprečna armatura je posebno važna za otpornost naponima nastalim zabijanjem šipova, radi

Na slici 30.5. dati su armaturni nacrti za šipove kvadratnog presjeka 35/35 cm u dvije varijante (si. 30.5.a i c), kao i za ortogonalni šuplji presjek (si. 30.5.-b), sa čeličnim šiljkom na dnu šipa. Šipovi se u horizontalnom položaju izbetoniraju u cijeloj svojoj dužini, te nakon potrebne pravilne njege i odležavanja zabijaju se u tlo do projektovane dubine. Za transport šipova ugrađuju se posebne kuke, jedna ili dvije, i to obično na odstojanjima kojima se izjednačavaju negativni i pozitivni momenti savijanja od vlastite težine šipa. Moguća su hvatišta i na dragim odstojanjima, ali je potrebno da podužna (glavna) armatura preuzme dobivene momente savijanja, bez velikih ugibanja kako bi se izbjeglo stvaranje većih pukotina na šipovima (sl.30.6.).

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje

Sl.30.6. Položaj hvatišta (kuka) za transport šipova sa maksimalnim (M^ i minimalnim (Mmiij momentom savijanja usljed vlastite težine šipa.

Baze šipova prilagođavaju se uslovima tla, njihovoj čvrstoći i položaju slojeva. Ukoliko se šipovi zabijaju u mehko tlo, onda nisu potrebna osiguranja stope šipa, već samo čunjast završetak (si. 30.7.-a i b). Ovi oblici se primjenjuju u mekanim tlima, čvrstoj glini, ili kompaktnom pijesku i šljunku. Metalne stope koriste se u tlima koja sadrže konglomerate, velike samce, oblutke i si. (si. 30.7.-c). Metalni okov razbije samce, ili ih gurne u stranu, i na taj način ne dolazi do oštećenja šipa. Kada šip treba da se penetrira u stijenski masiv, koristi se čelični šiljak na vrhu čelične zaštite (si. 30.5.-b i 30.7.-d). Ako se šip zabija u veoma tvrdi stijenski masiv, posebno ako su slojevi nageti, koristi se "Oslo šiljak" (si. 30.7.-e, Bjerrum, 1957). Kada se šipovi zabijaju u tlo koje pruža jače otpore, može se pri izradi šipa ugraditi cijev kroz sredinu šipa, kroz koju se utiskuje voda pod pritiskom, koja razmekšava tlo (si. 30.7.-f). Ova cijev može poslužiti za kontrolu ispravnosti šipa, jer se prilikom zabijanja može slomiti šip dubok u tlu. plastičnim smjesama (si. 30.7.-g). Ove kape mogu biti i sastavni dio makare za zabijanje. Ukoliko dođe do manjeg oštećenja šipa izvan zemlje, vrši se njegovo utezanje metalnim sponama, a ako se slomije dublje unutar tla, onda se takav šip zamjenjuje novim, bilo da se on vadi ili zabija novi pored njega. Betoniranje šipova vrši se direktno na betonskoj podlozi ili postavljenoj drvenoj ili metalnoj oplati, na uobičajen način (si. 30.8.). Pošto se izazivaju visoki naponi pri pobijanju šipova, koristi se min. 400 kg/m 3 cementa (čvrstoće 40 N/mm2, poslije 28 dana), a pri normalnim i lakšim uslovima pobijanja šipova sadržaj cementa ne treba biti manji od 300 kg/m 3. Kada se očekuju veoma teški uslovi zabijanja šipova, preporučjuje se korištenje minimum 600 kg/m3 cementa u stopi i glavi šipova (Tomlinson i Boorman, 1995).

©

©

(D

Sl.30.7. Tipovi različitih stopa i kapa šipova za različite itslove tla: mehko tlo (a), tvrda glina, kompaktni pijesak i šljunak (b), tlo sa samcima i konglomeratima (c), stijenski masiv (d), uslojeni masiv (e), kompaktno tlo (f) i kapa betonskog šipa (gj, (Tomlinson i Boorman, 1995, Dolarević, 1987).

Prilikom zabijanja šipova može doći do njihovog oštećenja od udaraca maljem, radi čega se zaštićuje glava šipa čeličnom kapom, tvrdim drvetom ili Poslije betoniranja šipovi se kontinuirano drže vlažnim četiri dana u normalnim uslovima. Ovo njegovanje vrši se sve dotle dok beton šipova ne očvrsne i neosposobi za dizanje i transport. Šipovi se zatim numerišu i označi dužina i vrijeme betoniranja, nakon čega se šipovi lageruju i polažu jedan iznad drugog sa međurazmacima ostvarenim drvenim podmetačima.

ŽICA ZA PRIDRŽAVANJ E

128

Temeljenje

Temeljenje

betoniranje šipova.


X Duboko-indirektno temeljenje Šipovi sa vidljivim prskotinama i pukotinama ne treba da se zabijaju. Neki standardi predviđaju dopuštenu veličinu i dužinu prskotine. Prema DESI 4026 dopuštena je širina prskotine od 0,15 mm, a po švedskim standardima 0,20 mm, u dužini od jedne polovice stranice šipa za transverzalne i 100 mm za longitudinalne prskotine. Odstranjivanje betona sa glave šipova vrši se nakon njegovog zabijanja na potrebnu dubinu. Razbijanje (piljenje) betona obavlja se prema metodama i alatima, koja neće izazvati pukotine. Oslobođena armatura glave šipova poveže se sa armaturom nadglavne grede. Ukoliko su šipovi veći od predviđenog nivoa, odstranjivanje betona počinje od uglova šipova do glavne armature, koja se odsiječe i nastavi razbijanje (pilenje) betona. Ako se zahtijeva veća dubina zabijanja nego što su dužine šipova, potrebno je odstraniti beton sa glava šipova u dužini kojom se dobija armatura za nastavak šipa, od 40 d (neki propisi predviđaju 30 d, gdje je d dijametar betonske šipke). Nakon postavljanja nove armature vrši se preklapanje i zavarivanje na ovoj preklopnoj dužini i obavi betoniranje nastavaka šipova. 30.2.3.2. Spojeni prethodno izliveni armirano-betonski šipovi Jedan od glavnih nedostataka konvencionalnog načina izvođenja predhodno izlivenih betonskih šipova je gotovo nemoguće njihovo nastavljanje kada se za to ukaže potreba. Isto tako, njihovo skraćivanje je vezano za mnoge poteškoće i rizike od oštećenja. Ove nedostatke moguće je prevazići korištenjem kraćih prethodno izbetoniranih delova. Na ovaj način moguće je ove dijelove dodavati ili odstraniti, ovisno o potrebnoj dužini šipa. Danas je u Evropi razvijeno više spojenih tipova prethodno izrađenih betonskih šipova, kao npr.: Balken, Hercules, Europile i Westovi šipovi (Tomlinson i Boorman, 1995). Prva dva tipa imaju "bajonet" spoj dok se Westovi (West's) šipovi međusobno spajaju na pero i utor i povezuju metalnim prstenjem (si. 30.9.). Dijelovi šipova betoniraju se u standardnim dužinama 2,5 do 12,5 m, u fabrici, gdje se ostvaruje visoka čvrstoća betona na pritisak (ђО"ш„=50 N/mm2, nakon 28 dana). Poprečni presjek ovih šipova je kvadratan (23,5- 28,5 cm), heksagonalan (39,0 do 50 cm) trokutast, ili okrugao, sa dopuštenom moći nošenja od 300 - 2000 kN. Šipovi sa betonskom ljuskom (Westovi šipovi) izliveni u dužini od po 91,5 cm, vanjskih dimenzija 28,061,0 cm, odnosno unutarnjeg dijametra 16,5-47 cm, zabijaju se pomoću metalnog vratila (si. 30.9.). Ovi kratki betonski komadi šipa proizvode se u fabrikama sa armaturom ljuske od polipropilenskih vlakana. Njihovo spajanje obavlja se pomoću vanjskog čeličnog prstena dok se unutarnji spoj premazuje bitumenom radi njegovog brtvljenja. Metalno vratilo i šip cilindričnog presjeka zabijaju se u tlo pomoću malja do određene dubine. Nakon vađenja vratila obavlja se unutarnja kontrola šipa, ugrađuje armatura i vrši njegovo betoniranje. Ovakva vrsta šipa kombinovana je od prethodno izbetoniranog vanjskog dijela šipa i unutarnjeg dijela izrađenog od betona na licu mjesta.

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje Sl.30.9. Spojeni betonski dijelovi šipa (Westovi šipovi): prethodno izliveni (a), u fazi zabijanja (bj, a zatim armirani i betonirani (c), gdje je: podmetač-tučak (1), glava cilindrične betonske ljuske spojena sa vratilom-vretenom (2), metalno vreteno (3), spoj elemenata ljuske (4), prethodno izliveni betonski dijelovi Ijuske-cilindra šipa (5), odstranjivanje suvišnog elementa (6), unutrašnjost šipa sa armaturom i popunjenim betonom (7), puni vrh šipa (8), armatura šipa (9), (Tomlinson i Boorman, 1995.).

30.2.3.3. Prednapregnuti armirano-betonski šipovi Prednapregnuti šipovi proizvode se masovnije tvornički i zahtijevaju visok kvalitet betona, čime se ostvaruje njihova dobra otpornost na napone zabijanja. Društvo za beton preporučuje čvrstoću betona na pritisak od 40 N/mm2, poslije 28 dana starosti betona (Concrete Societv, 1967). Visok kvalitet betona daje prenapregnutim šipovima dobru otpornost u korozivnom tlu ili u lučkim radovima. Prenapregnuti šipovi rade se u osnovi na dva načina:(i) prednaprezanjem visokovrijednih žica (armature) prije izlijevanja betona i (ii) prednaprezanjem žica, položenih u ostavljene kanale, nakon očvršćavanja betona u kalupima. Prethodno prednaprezanje žica obavlja se, nakon njihovih polaganja u horizontalno montirane kalupe, presama postavljenjim na krajevima kalupa, nakon čega se izvrši betoniranje i vibriranje šipova. Kada beton postigne zahtijevanu čvrstoću na pritisak, izvrši se prekidanje žica na krajevima, čime se naponi prenesu na šipove. Transportovanje i slaganje vrši se na isti način kao i kod šipova sa klasičnom armaturom. Šipovi se obično izvode punog kvadratnog presjeka do 400 mm (si. 30.10.). Kod većih presjeka koristi se kao ekonomičniji cilindričan presjek. Drugi metod naknadno prednapregnutih šipova zasnovan je na istezanju žica ili kablova nakon očvršćivanja betona. Ovaj metod se obično koristi kod većih cilindričnih presjeka sa uzdužnim kanalima u koje se ulažu žice i zatežu na krajevima šipa. Ukoliko se šipovi izvode u dijelovima-segmentima, zajedničkim njihovim utezanjem mogu se dobiti veće dužine šipa. Kanali se nakon utezanja žica injektiraju injekcionom smjesom pod visokim pritiskom. Tipičan nacrt armature prednapregnutog šipa prikazan je na slici 30.10.

Sl.30.10. Projekat prednapregnutog šipa, presjeka 30x30 cm i dužine 1=14,5 m, gdje je: udaljenost mjesta podizanja (/;), vilice pri vrhu i dnu šipa (I2), srednji dio šipa (lj) i prelazni razmak vilica ( I 4). (Tomlinson i Boorman, 1995 ).

[ 30.2.4.ŠIPOVI KOJI SE IZVODE NA LICU MJESTA Danas postoji više vrsta šipova koji se izvode na licu mjesta, sa razlikama nekada znatnim po opremi i tehnologiji izvođenja, a nekada samo u detaljima. U principu ova vrsta šipova može se podijeliti na: (i) šipove koji se izvode uz pomoć čelične cijevi koja se vadi ili ostaje (posebno u vodi) i (ii) bušene šipove bez upotrebe čelične cijevi, čija se stabilnost bušotine obezbjeđuje bentonitskom suspenzijom ili injektiranjem. Podjela bi se mogla izvršiti i s obzirom na način formiranja prostora za šip, tj.: (i) da li se materijal sabija zabijanjem čelične cijevi (obložne kolone) stoje povoljno, ili (ii) se materijal iz cijevi kopa i vadi posebnim grabilicama. Podjela šipova vrši se i prema načinu ugradnje betona u šip, te prema tome da li je betoniranje u suhom ili pod vodom. Za zabijanje čeličnih cijevi koriste se razne makare, a za bušenje strojevi raznih sistema na mehanički i/ili hidraulički pogon. Podjele ove vrste šipova vrše se i prema različitim tipovima korištenih makara, odnosno strojeva za izradu šipova na licu mjesta. Nosivost ovakvih šipova može biti znatna zbog njegovog proširenja tokom betoniranja na vrhu i po cijelom obodu šipa. Ova proširenja mogu biti i mnogo veća od projektovanog promjera šipa, posebno u njegovoj bazi i u tlu slabijih karakteristika. Nekada ovo povećanje može da iznosi 1,5-2 puta veće od promjera cijevi za pobijanje. Proširenja na vrhovima šipa vrše se jačim i dužim nabijanjem betona uz zadovoljenje prodiranja cijevi, čime se povećava nosivost vrha šipa u slabijem tlu.

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje Između mnogih tipova šipova izvedenih na samom terenu značajnu primjenu danas imaju: (i) "Franki" i (ii) "Express" (Ekspres) šipovi čije se obložne kolone zabijaju makarama, zatim (iii) Benoto šipovi, kod kojih se materijal iz šipa kopa, te (iv) bušeni šipovi bez upotrebe metalnih obloženih kolona. 30.2.4.1. "Franki" šipovi Zabijanje cijevi, odnosno metalne obložne kolone, za izradu šipova različito je i ovisno o odabranom sistemu. Obložne metalne kolone za izradu "Franki" šipova pobijaju se posredno preko čepa od svježeg betona ugrađenog na dnu kolone. Dolje otvorena kolona spusti se na tlo, pa se u nju na dnu ugradi svježi beton visine 50-80 cm, što ovisi o dijametru cijevi (si. 30.11.). Čelični malj izduženog oblika, težine 25,0-30,0 kN (2,5-3,0 t), spušta se pomoću dizalice na makari da pada sa potrebne visine, kroz cijev, na betonski čep. Malj obično pada sa visine obložne kolone i nabija beton u tlo i uz cijev obložne kolone. Daljnim udaranjem malja taj čep savladava otpore trenja tla, te prodire dublje, ali ne izlazi iz cijevi. Na ovaj način se obložna kolona zabija u tlo do određene dubine temeljenja. Usljed velike zbijenosti, odnosno gustoće betonskog čepa, podzemna voda. ne može da prodre u cijev, te se betoniranje šipa odvija bez prisustva vode. Kada se naiđe na slojeve slabijeg kvaliteta, treba paziti da se jakim nabijanjem ne istjera beton iz cijevi. U ovu svrhu bilježi se na užetu pri kraju cijevi visina betona u cijevi (si. 30.11.-d). Kada se cijev spušta kroz vodu, potrebno je prethodno postaviti drveni podmetač na dno cijevi, koja se pridržava kranom na skeli i obrazuje betonski čep lagahnim nabijanjem. Zatim se cijev malo podigne, ukloni drveni podmetač i cijev sa čepom spusti kroz vodu na tlo. Dalje zabijanje cijevi u tlo provodi se kao u normalnim uslovima na suhom tlu. Kada ovaj način ne daje zadovoljavajuće rezultate, može se dno cijevi zatvoriti limom. Nekada se koristi prava zaštitna cijev od tankog lima, koja se poslije izrade čepa vadi i ponovno koristi.

Sl.30.Jl. Faze izrade armirano-betonskog "Franki" šipa: ugradnja betona na dnu cijevi (a), nabijanje betona i izrada čepa (b), zabijanje cijevi udaranjem malja po čepu od betona (c), ugradnja betona i povlačenje kolone (d), ugradnja armature (e), potpuno izvlačenje obložne kolone i formiranje šipa (f). Kada se zabije cijev do projektovane dubine, sipa se vlažan beton u cijev, obično visine 50-80 cm, a on se nabija, uz pridržavanje i postepeno izvlačenje obložne kolone dizalicom sa makare. Uz izvlačenje kolone i nabijanje betona sa maljem beton se istiskuje iz kolone i formira šip sa proširenjima (si. 30.11.-f). Veličina proširenja ovisi o stišljivosti tla, a njegova mjesta su obično na krajevima cijevi kada ona stoji za vrijeme nabijanja betona. Ova proširenja mogu da iznose i do 3 puta više od promjera cijevi što se može, i potrebno je, kontrolisati količinom ugrađenog betona u svaki šip. Posebno je važno obratiti pažnju slabije nosivom tlu, i tlu sa šupljim prostorima, da ne bi došlo do istiskivanja betona iz cijevi, što dovodi do prekida šipa zbog ulaska okolnog materijala sa vodom u obložnu cijev. Radi ovoga, dobro je prilikom zabijanja cijevi voditi dnevnik o prodiranju obložne cijevi i uočiti sva mjesta koja mogu dovesti do većeg utroška betona i mogućnosti prekida šipa. Ovako dobiveni šipovi sa proširenjima povećavaju nosivost šipa na vrhu i po njegovom obodu. U

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje muljevitim tlima i dijelovima sa šupljinama potrebno je ugraditi i zaštitne cijevi da bi se spriječio veliki utrošak betona i eventualni njegov prekid. Pomoću makara mogu se izvoditi i kosi "Franki" šipovi do 25° od vertikale. U ovome slučaju dobro je da malj ide preko vodica, kako ne bi klizio samo po jednoj strani, da bi se izbjegla ekscentričnost izrade šipa. "Franki" šipovi se mogu i armirati, jer je dijametar malja znatno uži od dijametra šipa. Ako iz proračuna ne proističe specijalna armatura, onda se obično konstruktivno armira sa 6ф14 mm i vilicama 6 mm u obliku spirale, sa razmakom od 10 cm u sredini i 5 cm na krajevima šipa, u dužini oko 100 cm. U cijev se stavlja koš gotove armature šipa sa vilicama u dijelovima, koji se nastavljaju preklapanjem i/ili varenjem, ili se pripremi koš cjelokupne visine ako je moguće njegovo podizanje i spuštanje u cijev. S obzirom na mogući uticaj podzemne vode i tla na armaturu, potrebno je da zaštitni sloj betona iznosi 5 cm. Za izradu "Franki" šipova najčešće se koriste obložne kolone dijametra 406 i 520 mm, a rjeđe dijametra 300, 355, 480, 500, 520, 560 i 600 mm. Prema podacima iz literature, dužine cijevi iznose 9,7 m, ali mogu biti i do 11,0 m, pa i duže (Kostić, 1968). Normalne su dužine šipova 8,0-12,0 m, a maksimalne i do 20,0 m. Minimalno osovinsko odstojanje između ovih vrsta šipova treba da bude između 3,5 do 4,0 promjera šipa. Glava šipa izbetonira se za 50-80 cm više od projektovane kote, jer je obično gornji dio betona oštećen zbog izvlačenja cijevi. Oko 50 cm. betona lošijeg kvaliteta se obije, a šipovi sa bar 10 cm treba da su u poklopnoj gredi, odnosno temeljnoj stopi. Kod armiranih šipova armatura treba da ulazi u stopu za dužinu ankerovanja.

i

30.2.4.2. Sistem "Express" šipova

Ovaj sistem sličan je principu izrade "Franki" šipova, gdje se obložna cijev zabija direktnim udarima preko gotovog čepa od armiranog betona, koji se utiskuje ispred cijevi (si. 30.12.). Čep je konusnog oblika i postavlja se u iskopanu rupu na mjestu izrade šipa. Cijev se postavlja na formirani obod čepa tako da cijev stoji čvrsto i ne može skliznuti sa njega prilikom zabijanja cijevi. Zabijanje se izvodi preko krutog I ("I") nosača sa širokim zakošenim flanšama. Ovaj kruti nosač naliježe dolje na konični armiranobetonski čep, preko koničnog elementa u cijevi, koji u sredini ima otvor za prolaz betona (si. 30.12.-a, bic). umetkom podiže na potrebnu visinu. Beton se nabija preko konusnog umetka udarima malja posredno preko "1" nosača. Kada je završeno zabijanje cijevi do predviđene dubine, sipa se beton podiže konusni umetak i postepeno izvlači cijev iz tla dizalicom sa makare. Uz izvlačenje cijevi i nabijanje betona nastuba istiskivanje betona u tlo i formiranje šipa sa Sl.30.12. Zabijanje cijevi preko armirano-betonskog čepa i izrada mjestimičnim proširenjima. "Express" šipova: postavljanje a.b. čepa, krutog nosača i Obložne cijevi za obložne cijevi (a), zabijanje čelične cijevi preko čeličnog izradu "Fxpress" šipova nosača i a.b. čepa (b), betoniranje šipa i izvlačenje obložne imaju vanjski dijametar 470 cijevi (c) i postavljanje armature, formiranje šipa, te mm, a dužinu 11,0 m. Težina izvlačenje obložne kolone (d), gdje je: a.b. čep (I), obložna cijev (2), 'T'nosač (3), konusni elemenat sa otvorom za beton malja iznosi oko 30 kN, a približno istu težinu ima (4), posuda za prihvat betona (5), (Kostić,1968). nosač sa umetkom u cijevi. Zbog uskog prostora između nabijača i obložne cijevi ne može se postaviti armaturni koš, kao kod "Franki" šipova. Ima sistema kod kojih nabijač ima proreze za podužnu armaturu, ali je najčešći metod zabijanja sipki armature u svježi beton. Kod ovoga sistema obično se armira samo gomji dio šipa i to na dužini obično do 3,0 m. Čelične šipke

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje obično ф22 mm, ili deblje, zabijaju se u beton kroz sistem cijevi, koje su međusobno povezane ukrućenjima i zabijaju maljevima. U ovome slučaju bolje je izvaditi malj iz cijevi, postaviti armaturni koš i nabijati beton na klasičan način.

30.2.4.3.

Benoto šipovi

Zahvaljujući razvoju savremenih strojeva za bušenje, danas se u svijetu postižu znatne dubine, pojedinačnih ili vodozaptivnih i nosivih šipova. Strojevima, koji koriste grabilice za vađenje materijala tipa Benoto, ostvaruju se dubine bušenja i preko 100 m u aluvijalnom materijalu (tabela 30.6.). Promjeri šipova obično su 60-100 cm pa i više.

Ekrani od bušenih, šipova. u aluviju

Tabela BranaGodina 30.6. ■ završetka:;:Dubina i aluvija :: ■ P(rri)■: Dubina : šipova (ekrana) (m)Debljina šipa (ekrana) fra)Površina ekrana (тгг)Mana allago, Italija 195935400,607.500Vodo, Italija196035350,552.100Zaccolo, r Italija1960100500,6033.100Shck Pik. Hong Kong196320202x 0,808.500Sesquile, Kolumbija 1964100760,55Manicouagan 5, Kanada196476760,60Sclvir, Turska196421230,60Guluc, Turska196625260,60Jose Mana Morclos. Meksiko196880880,6015.000;Wadi>al Megeninj.'-Libija19723121t. .... p-975.950 Dužina nosača i ovoga elementa jednaka je dužini obložene cijevi. Gornji dio nosača je ojačan u vidu kape radi mogućnosti zabijanja obložene cijevi i armirano-betonskog čepa. Malj makare pada na ovaj ojačani dio nosača, čiji se udar dalje prenosi na cijev i čep, te utiskuje u tlo do potrebne dubine. Između armirano-betonskog čepa i donjeg kraja cijevi može se postaviti poseban umetač radi sprečavanja ulaska vode u cijev. U cijev se spušta plastičan beton, koji prolazi kroz otvor u sredini konusnog umetka i pada na postavljeni armirano-betonski čep, kada se nosač sa

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje POGLED SA STRANE NA BENOTO STROJ SA FAZOM POSTAVLJANJA ARMATURE I BETONIRAN JA SIPA

Sl.30.13. Presjek kroz ekran od Benoto šipova i injekcione zavjese (a) i skica rada sa Benoto strojem i detaljima šipova (b). SI. 30.14. Pogled na Benoto stroj: toranj (1), čelična cijev-obložna kolona (2), grabilica za izvlačenje materijala iz cijevi (3), lijevak za istresanje izvađenog materijala (4), sanke (5), papuče (6), obujmice za laviranje i pritiskivanje cijevi (7), (Hjeldnes, 1992). Betoniranje se vrši kontraktorom uz postepeno izvlačenje obiožne cijevi, s tim da od njenog dna mora postojati stub svježeg betona visine 2,0-3,0 m, kako ne bi došlo do diskontinuiteta šipa. Ispuna se vrši betonom, armiranim betonom, ili glineno-cementnom ispunom, ovisno o tome da li je šip nosiv, ili služi drugoj, npr. vodozaptivnoj namjeni. I kod ovoga tipa izvođenja šipova jednim dijelom se beton penetrira u okolni teren, tako da se dobije veći profil šipa od promjera obiožne kolone, što je povoljno za nosivost. Nabijanje betona vrši se gravitaciono i laviranjem cijevi, a samo posljednja 2,0 m (glava šipa) vibriranjem. B ušenje pomo ću Benot o stroje va vrši se istovr emeni m utiski 128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje vanje m obiož ne cijevi pritisk om i lavira njem. Iskop se vrši poseb nom grajfer kom. a razbij anje samac a ili čvršći h materi jala obavlj a se poseb nim razbij ačima. Obložna kolona (čelična cijev) izrađuje se u dijelovima dužine do 6,0 m. Kada je cijev utisnuta u tlo u visini radne platforme, zavari se naredni elemenat cijevi i tako redom sve dok se ne postigne zahtijevana dubina. Tokom betoniranja cijev se povremeno izvlači i na istim mjestima autogeno reže. Na slici 30.14. dat je izgled Benoto stroja, koji se na vlastitim sankama uzdužno može pomjerati, koristeći nožne oslonce. Ovi šipovi se isključivo koriste kao stojeći, s tim da se ukapaju u dobro tlo oko 1,5 d. Bušeni, i na licu mjesta izliveni šipovi značajno se koriste i kao vodozaptivni i/ili nosivi podzemni ekrani u jednom ili dva reda šipova, koji se međusobno dodiruju ili zasijecaju. Na brani VVadi al Megenin u Libiji izvedeno je Benoto strojem 457 šipova, dijametra 97 cm i ukupne dužine od 7.168 m, u vidu vodonepropusnog i nosivog podzemnog ekrana (Senić i Selimović, 1973). Dobra vodonepropusnost obezbijeđena je međusobnim zasijecanjem šipova od 7 cm, a nosivost armiranjem svakog drugog šipa (si. 30.13.). Armatura je rađena u koševima dužine 6,0 m i nastavljena iznad obložne kolone preklapanjem i varenjem. Prosječno napredovanje bušenja u aluviju, armiranja, betoniranja i manipulacije strojem iznosilo je 0,4 m/h. nemogućnosti njegovog izvođenja. U ovakvim tlima koristi se stroj sa kontinualnim svrdlom, koji u sredini ima otvor za cijev, što je na dnu zatvorena u toku bušenja. Kada se postigne zahtijevana dubina, ubrizgava se beton na dno, a on uklanja poklopac i počinje betoniranje šipa (svrdlom injektiran šip), uz istovremeno podizanje svrdla bez njegove rotacije ili sa njom Poslije uklanjanja stroja sa svrdlom moguće je, u još svjež beton, utisnuti koševe armature, ali do dubine najviše 12,0 m (Tomlinson i Boorman, 1995). Betonira se praktički tečnim cementno-pješčanim malterom, agregatom zrna promjera ne većim od 20 mm. Čvrstoća se obično postiže između 20 i 30 N/mm 2, poslije 28 dana starosti betona. Za postizanje veće plastičnosti i "pumpabilnosti" betonu se dodaju razni plastifikatori i ekspandirajući agensi. 30.2.4.4. Šipovi izvedeni bušenjem mehaničkim svrdlom Posljednjih decenija razvili su se moćni rotacioni bušaći strojevi sa velikim spiralnim svrdlom ili drugim tipovima bušenja šipova većih profila, u svim vrstama tla, uključujući i slabije stijenske masive (Tomlison Boorman, 1995). Korištenjem bentonitske suspenzije eliminisane su poteškoće kod bušenja u nevezanim materijalima, koje su prije bile vezane za obavezno osigurenje bušotina obložnim kolonama.

128

Temeljenje

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje Ovim tipovima strojeva (npr.Kelly) buše se šahtovi dijametra i do 4,57 m, a dodatnim alatkama i do 7,30 m, dubine do 70,0 m. Međutim, najčešća Primena rotacionih svrdala je za bušenje bušotina dijametra do 40 cm i dubine do 20,0 m. Za uspješnu operaciju rotacionog svrdla ili kablovskog tipa stroja tlo ne treba da sadrži korijene, drveće, oblutke, samce i slično, a bušotina se mora samostalno održavati sa bentonitskom suspenzijom ili bez nje. Strojevi imaju mogućnost intervencije u slabijim slojevima tla, i po potrebi, sa obložnim kolonama ili injektiranjem pomoću manžetna. Strojevima sa kontinualnim svrdlom (Continous flight auger -CFA) moguće je bušiti šipove dijametra do 1,50 m i dubine do 35,0 m (si. 30.15.). U dovoljno stabilnom tlu i na maloj dubini moguće je svrdlo izvaditi poslije bušenja do zahtijevane dubine, a prostor popuniti pumpanim betonom. Češći je slučaj daje tlo nekoherentno i nestabilno, tako da dolazi do zarušavanja bušotine šipa i

Sl.30.15. Kontinualno bušaće svrdlo (Tomlinson i Boorman, 1995). Danas je na ovome principu bušenja razvijeno više vrsta strojeva i načina izvođenja šipova. U Švedskoj je npr. razvijen stroj i tehnika izvođenja kojom je moguće proširiti bušotinu kada se izbuši do potrebne dubine. Unutarnjim pritiskom na specijalno konstruisanu metalnu cijev, dužine do 2,5 m, izaziva se njeno proširenje kada se utisne u fluidni beton na dnu bušotine. Navodi se da je ovim sistemom proširena bušotina 87-160 mm na promjer između 0,40 i 0,80 m (Massarch i Welterling, 1993). Kod betoniranja šipova na licu mjesta poteškoće izaziva podzemna voda koja se ne može ispumpati iz bušotine. Dosadašnja praksa je da se betonira pod vodom i to obično pomoću kontraktora, plastičnim betonom (125-180 mm slamp). Beton se izlijeva u bušotinu bez privremenog njenog oblaganja ili sa njom. Važno je istaći da kontraktor treba uvijek biti u svježem betonu i pažljivo ga treba vani izvlačiti. Danas je rasprostranjena upotreba bentonitske suspenzije za osiguravanje zidova bušotine od urušavanja i betoniranje kontraktorom u suspenziji. Beton sa većom zapreminskom masom potiskuje bentonitsku masu prema gore i ne dolazi do njihovog miješanja. Betoniranje prepakt betonom se ne preporučuje, jer sitne čestice gline i prašine se prethodno infiltriraju u prije ugrađeni agregat. Isto tako, betoniranje sa posudom sa pokretnim dnom ne daje povoljne rezultate, jer nije vidljivo mjesto ugradnje betona. Kod dubokih šipova kranovođa nema osjećaja da li je beton ugrađen na prethodnom mjestu ili je posudu otvorio izvan mjesta ugradnje, odnosno u vodi. cirkulaciju prema potrebi bušenja. Danas postoje razne alatke prikladne za rad u različitim terenskim uslovima i za različite oblike i veličine šipova. Šipovi se buše promjera 40-300 cm, a do dubine 100,0 m. Kada je bušotina izbušena do potrebne dubine, ona se očisti, ukloni bušaći pribor, postavi armatura i betonira plastičnim betonom pomoću kontraktora na prije opisan način.

Sl.30.16. Šematski prikaz izrade bušenih šipova hidrauličkom stabilizacijom: bušenje (a), čišćenje i armiranje (b) i betoniranje (c), gdje je: bazen za suspenziju (l), bušilica sa Temeljenje reverzibilnim ispiranjem (2), pumpa za ispiranje (3), dizalica 128 (4), kontraktor za betoniranje (5), spiralni armaturni koš (6), gotovi dio šipa (7).

Temeljenje


X Duboko-indirektno temeljenje 30.2.4.5. Hidraulička stabilizacija šipova suspenzijom U koherentnom materijalu veće čvrstoće nije potrebna obložna čelična kolona za osiguranje bušotine od urušavanja. Ako postoji bojazan od urušavanja, stabilnost se održava ispunjenjem bušotine vodom iznad nivoa podzemne vode. Ovako dobiveni hidrostatski natpritisak dovoljan je da spriječi urušavanje bušotine. Propusnije tlo zahtijevalo bi velike količine vode za održavanje potrebnog natpritiska, radi čega se u posljednje vrijeme često koriste glineno-bentonitske suspenzije u različitim omjerima, čija je zapreminska masa veća za oko 20% od vode. Hidrostatski pritisak utiskuje suspenziju u okolno tlo bušotine, a filtracijom se stvara na stijenkama bušotine tanka opna (kolač), koja sprečava prodor suspenzije i povećava stabilnost bušotine. Na ovaj način održava se potreban hidrostatski nivo iznad nivoa podzemne vode, a on osigurava stabilnost stijenki bušotine. Ovaj tehnički postubak nazvan je hidrauličkom stabilizacijom, a on je šematski prikazan na slici 30.16. (Nonveiller, 1981). Ovim hidrauličkim postubkom se vrši bušenje i uklanjanje usitnjenog materijala i suspenzije iz bušotine. Kroz šupljinu šipke za bušenje na dnu se usisava razrahljen materijal i suspenzija centrifugalnom pumpom deponuje u bazen, gdje se materijal taloži. Prečišćena suspenzija se ponovno vraća u bušotinu i održava potreban nivo isplake, uz Kod dubokih šipova velikog dijametra koriste se, radi uštede, prednapregnuti cilindrični elementi (slično postubku na slici 30.9), u kojima se ostavljaju žljebovi za injektiranje dna i kontakta šip-tlo. Nakon montiranja šipa preko cijevi injektira se cementnom suspenzijom pod pritiskom tlo oko šipa, i time obezbjeđuje prijenos sile trenjem. Tehnika bušenja sa hidrauličkom suspenzijom omogućuje izradu šipova i dragih oblika, a ne samo kružnog presjeka. Pomicanjem stroja u jednom ili dva pravca formira se pravougaoni, križni ili "T" oblik šipa (Nonveiller, 1981). Posljednjih decenija znatno se razvila tehnika izrade šipova većih dijametara pomoću visokog vodenog pritiska. Osnovni princip sastoji se u izradi probne bušotine između 150 i 200 mm, koja se ispuni bentonitskom suspenzijom radi sprečavanja urušavanja zidova bušotina. Spuštanjem trostepene mlaznice na dno, njihovim rotiranjem i postepenim povlačenjem prema gore ranije regulisanom brzinom dolazi do formiranja šipa. Dvije mlaznice služe za dovod vode i zraka, a treća najniža za injektiranje tla predviđenim injekcionim smjesama. Vodno-vazdušna struja pod velikim pritiskom razrahljuje nevezano tlo, koje istodobno biva zainjektirano. Isprani materijal i bentonitska suspenzija biva potisnuta u uvodni kanal (si. 30.17.).

128

Temeljenje

Temeljenje


®

® ©

Sl.30.17. Šematski prikaz izvođenja šipova pomoću visokog vodnozračnog pritiska: bušenje bušotine (a), spuštanje mlaznica (b), izrada šipa rotiranjem, razrahljenjem visokim pritiskom i injektiranjem (c). 30.2.5. NADGLA VNE ARMIRANO-BETONSKE KONSTRUKCIJE Vanjsko se opterećenje od objekta prenosi preko veznih armirano-betonskih greda i/ili kapa, odnosno temeljne konstrukcije na šipove, bilo kao pojedinačne sile i/ili kao kontinuaino opterećenje. Za manji broj šipova u grupi povezanih u glavama šipa uobičajen je naziv "kapa" šipova, a za veći broj šipova u jednom ili u oba pravca povezna greda naziva se nadglavna greda ili temeljna ploča. Kod armirano-betonskih šipova obično se gornji dio betona glave šipa razbije u dužini 30-50 cm i oslobodi armatura u dužini 30d, koja se poveže sa armaturom povezne-nadglavne grede. Kao minimalni razmak između šipova uzima se iznos 3 d (d -promjer, ili stranica šipa), a od ivice nadglavne kape-grede 1,5 d (si. 30.18.). Kada su šipovi vertikalni, njihov raspored je relativno lahko podesiti, tako da svi budu što bolje iskorišteni. Kada postoje samo dva šipa, oni se postavljaju i povezuju gredom, tako da su u pravcu mogućeg ekscentriciteta. Po pravilu, u izoliranoj grupi šipova treba da postoje najmanje tri šipa, kako bi se osigurala stabilnost na bočne pritiske. U ovome slučaju šipovi se raspoređuju u trouglu, čije strane po veličini i orijentaciji ovisi o mogućem ekscentricitetu i bočnom pritisku (si. 30.18.-b). Kada u grupi ima više šipova, postoje veće mogućnosti kombinovanja njihova rasporeda. Pri tome nadglavne kape - grede - ploče mogu biti kvadratne, trouglaste, pravougaone ili poligonalne, što ovisi o rasporedu šipova i obliku temeljne konstrukcije iznad šipova (si. 30.18.).

SI. 30.18. Tipične kape šipova: za nosač sa dva šipa (a), za tri u trougao postavljena šipa (b), za četiri u kvadrat postavljena šipa (c), za šest (d) i pet (e) šipova sa pravougaonim nadglavnim nosačem, za sedam šipova sa poligonalnom kapom ф i za 16 šipova sa kvadratnom nadglavnom pločom (g).

140

Temeljenje

Temeljenje

147


Šipovi mogu biti raspoređeni u redovima sa jednakim ili različitim odstojanjima. Radi boljeg iskorištenja nosivosti šipova oni mogu biti češći na više opterećenoj strani. Radi osiguranja stabilnosti konstrukcije izvode se i kosi šipovi djelimično Ш svi ako ih je u grupi manji broj. O rasporedu šipova ovisi oblik i veličina nadglavne grede, odnosno ploče, a što sve proizlazi iz oblika, veličine i opterećenja temeljne konstrukcije. Na slici 30.18. dati su neki od mogućih oblika nadglavnih kapa za dva i više šipova u grupi. Proračun armirano-betonskih nadglavnih kapa vrši se kao kod nosača iii ploča. Na bazi dobivenih momenata savijanja i smičućih sila odredi se armatura, koja se povezuje sa armaturom iz šipova (si. 30.19.-c). Armatura se kod veće grupe šipova i na većem odstojanju šipova stavlja bočno, u gornjoj i u donjoj u jednom i/ili dva reda, a nekada i u više redova po visini. Kod malih nadglavnih kapa i relativno velikih baza stubova opterećenje od stubova može da se direktno prenosi

141

Temeljenje

Temeljenje

147


30. Temeljenje im šipovima

na šipove (si. 30.19.-a). Tipična armatura nadglavnih kapa za manju grupu šipova data je na slici 30.19., za vertikalno opterećenje (si. 30.19.-a) i kombinovano vertikalno opterećenje i moment savijanja (si. 30.19.-b,c).

н-------- °~----- н

к

SI. 30.20. Neki načini ojačavanja glava čeličnih šipova u nadglavnoj kapi, gdje je čelična poklopna ploča (1), čelični podmetači (2), armatura kroz nosač (3), Pajner-nosač (4), ugaoni normalni profili (5), armirani beton kape šipa (6), okrugli čelični šip (7).

Sl.30.19. Nadglavne armirano-betonske kape sa armaturom za: četiri Sipa (a), šest šipova sa pravougaonom (b) i tri šipa sa trokutastom (c), nadglavnom kapom. Na slici 30.20. dato je povezivanje glava čeličnih šipova sa temeljima. Šipove treba upustiti u betonske temeljne stope ili u konstrukciju (30-50 cm). Ojačanje glave šipova izvodi se pomoću metalnih ploča (si. 30.20.a), armature (si. 30.20.-b), ili ugaonih profila (si. 30.20.-c i d). Kada je iznad šipova čelična konstrukcija, vezivanje treba obaviti prema pravilima za čelične konstrukcije. 30.3.ZABUANJE ŠIPOVA Zabijanje kratkih drvenih šipova ručnim maljem vršeno je od davnina najjednostavnijim postubcima, a onih dužih različitim uređajem sa mehaničkim dizanjem malja (bata). Ove prijašnje metode danas se koriste samo za mali obim radova kratkih šipova, gdje se ne isplati doprema većih mehaničkih sredstava za zabijanje. Najjednostavniji način zabijanja je ručnim maljem, koji se vodi pomoću igle usađene u glavu šipa (si. 30.21.-a), ili koji se vodi putem vodica na stalku (si. 30.21.-b). Međutim, za veće i teže šipove nije primjenljivo ručno zabijanje. Danas se maljevi teški 5-10 kN, sa visinom pada malja od 1,0-3,0 m, dižu motornim vitlom, a automatski se otkače na određenoj visini. Malj od livenog željeza klizi između dvije vodice, niz gredu stalka, čime se osigurava vertikalni pad malja. Brzina zabijanja iznosi od 30-60 udaraca u minuti. Danas se na gradilištima koriste motorni zabijači raznih tipova, veličina, težina i načina delovanja. Isto tako, postoje razni tipovi strojeva za izvođenje šipova na licu mjesta. Neki savremeniji tipovi strojeva za zabijanje i izvođenje šipova na licu mjesta bit će dati u narednom prikazu.

142

Temeljenje

Temeljenje

149

Л* Duboko-indirektno

temeljenje


30.3.1.KLASIČNA OPREMA ZA ZABIJANJE ŠIPOVA

Sl.30.21. Ručno zabijanje drvenih šipova: putem igle za vođenje (a) i preko vodica (b), gdje je: igla za vođenje malja (I), malj (2), konopac za podizanje malja (3), , vodice (4), šip (5), (Nonveiller, 1981).

Sl.30.22. Strojevi za zabijanje šipova: Ackermannov (Akermanov) ram M14-5P za šipove (a) i Delmag (Demag) MDT 0802 sa teleskopskim vođenjem (Tomlinson i Boorman. 1995), te pogled na makaru za zabijanje obalnih četvrtastih stupova, na morskoj obali (c). Dugi i vrlo teški čelični ili armirano-betonski šipovi zabijaju se maljevima znatno veće težine i energije udaraca. To su obično maljevi težine 10,0-60,0 kN, sa visinom pada od 0,5-1,0 m, a pokreću se hidraulički, komprimiranim zrakom ili vodenom parom.

a)

Savremenije makarc za nabijanje, fiksne ili mobilne, generalno se sastoje od seta vodilica montiranih na standardni kran (si. 30.22.-a). Ove vodilice sastoje se od krutih kutija ili delova cijevi koje nose i vode čekić i šip kada se zabija u tlo (Tomlinson i Boorman, 1995). Vodilice mogu da se naginju naprijed i nazad pomoću vijka ili hidrauličkim podešavanjem da se polože na osnovni stroj. Pomoću okretanja osnove stroja i podešavanja vodilica grupi šipova moguće je obaviti zabijanje šipova bez pornjeranja stroja. Ovaj tip stroja može se montirati na ponton kod izvođenja radova u vodi.

b) Danas se praktički najviše koriste visoko mobilni strojevi za zabijanje šipova sa širokim mogućnostima prilagođavanja terenskim uslovima. Obično je uređaj za zabijanje montiran na vozilu hidrauličkog ekskavatora, sa hidrauličkom teleskopskom vodilicom (si. 30.22.-b). Hidraulički nabijač na stroju omogućava naginjanje vodilice naprijed, nazad i nastranu. Promjene u operaciji zabijanja i transporta omogućavaju teleskopske vodice, koje se u zatvorenoj poziciji mogu položiti iznad stroja i transportovati na druga gradilišta. Snaga zabijanja kod ovih tipova strojeva je od 40-60 Ш.

150

Temeljenje

Temeljenje

151


c)

temeljenje


Čekrk-dizalica ža zabijanje šipova koristi se sa postoljem (konstrukcijom) za šip montiran na bager ili fiksiran na skelu. Pogon može biti hidraulički, na paru, dizel ili benzinski pogon, ili elektropogon. Vodena para za dizalicu koristi se obično kada se ona upotrebljava i za malj za zabijanje šipa. Za manje čekrke (dizalice) koriste se jednostavni maljevi sa jednostrukim delovanjem (si. 30.23.-b), ali čekrci sa dvostrukim ili trostrukim delovanjem koji mogu podići malj i šip su mnogo korisniji, posebno tamo gdje se traži brzo rukovanje i zabijanje šipova. Ove dizalice, pored dizanja malja i šipa, mogu obavljati i druge operacije, kao što su naginjanje, rotacija i transport oruđa.

d) Vodice malja i šipa mogu biti na posebnoj konstrukciji ovješenoj na vrh konzoinog krana ili ekskavatora (Tomlinson i Boorman, 1995). Čelični toranj moguće je podešavati po dužini, obliku i nagibu pričvršćivanjem vodica konstrukcije u dnu i na ramu stroja. Operacije sa maljem mogu biti na paru, hidraulički pogon ili komprimirani zrak.

e) Maljevi, odnosno čekići i njihovo vođenje predstavljaju osnovu za uspješno zabijanje šipova ili platnica kod izvođenja zagata. Danas postoji više tipova, težina i oblika maljeva na razne pogone, kao npr: para, komprimirani zrak, hidraulički i dizel pogon. Vođenje malja obavlja se na razne načine. Na slici 30.23.-a dat je jedan jednostavan način vođenja čeličnim okvirom malja na dizel pogon. Prema ovoj metodi šipovi se mogu zabijati i pod nagibom, ali je potreban neovisan kran za pobijanje šipova i stavljanje vodice i malja u funkciju. Najjednostavnija forma malja je "padajući malj" (drop hammer), koji se koristi sa lagahnim postoljem, po kojem se podiže i spušta malj težine 10-50 kN (mase 1000-5000 kg). Najviše se koristi kod ispitivanja šipova, kada je neekonomično za mali broj šipova obezbijediti na gradilištu kompresore ili drugi izvor energije. Nedostatak mu je teža kontrola visine pada malja, zbog čega postoji opasnost oštećenja šipa. Jednostruko delovani teški malj na paru ili komprimirani zrak je ujedno i tijelo cilindra (si. 30.23.-b i c). Para ili zrak prolazi kroz klip cilindra i diže malj, odnosno cilindar do fiksirane visine klipa. Kada cilindar (malj) dosegne određenu visinu, operator obustavlja dovod pare, odnosno zraka, cilindar se još diže zbog ekspanzije pare, koja pri kraju naglo izlazi na otvor, a malj slobodno pada na podlogu klipa, čiji se udarac prenosi na šip (si. 30. 23.-b,c). Maksimalna visina pada je obično oko 1,40 m, a malj može da obavi oko 60 udaraca u minuti. Važno je definisati odgovarajuću težinu padajućeg malja ili jednodjelujućeg malja, koji treba približno da odgovara težini šipa. Sa ovim maljevima bilo bi nemoguće zabijati teške i druge armirano-betonske šipove. Jednodjelujući malj šipa ima težinu cilindra od 25-200 kN.

Sl.30.23. Maljevi i vodice za zabijanje šipova: vodilica malja i ovješeni klizač za Delmag dizel malj za šipove (a), malj za jednostruko delovanje pomoću pare (b) i (c), gdje je: malj (!), klizač (2), vodilica malja (3), šip (4), teški cilinder (5), šuplji klip za vođenje i dovod pare ili zraka (Oj, dovod pare ili zraka (7), kuke za okretanje (8), ploča (9), plastični podmetač (10), tvrdo drvo (11), lijevano željezo (12), drveni ulošci (13), kuke za dizanje (14), vodica

150

Temeljenje

Temeljenje

151


temeljenje


cilindra (15), ručno upravljanje (16), ventil za paru (17), ispust pare ili zraka (18), (Tomlinson i Воогпшп,1995; Nonveiller, 1981.).

Dvostrukodjelujući malj ima ujedno i stabilni cilindar u kojem se kreće klip, koji je istovremeno i dio malja kojim se zabija šip. Pokreće se parom ili komprimiranim zrakom. Para diže klip do izvjesne visine, pa ga zatim i sa gornje strane potiskuje nadolje, čime ubrzava pad i pojačava udarce (si. 30.24.-a). Broj udaraca kreće se od 300 u minuti, za lahke tipove, do 100 udaraca/min za teže tipove (Tomlinson i Boorman, 1995). Ovaj tip malja najčešće se koristi kod zabijanja Čeličnih šipova. Ne treba mu bušaća konstrukcija, već se može prikopčati na vrh šipa pomoću vodilica. Dizel malj obezbjeđuje delotvoran rad na zabijanju šipova u odgovarajućim uslovima tla. Kod ovoga

Sl.30.24. Dvostrukodjelujući malj (a) i Delmag dizel malj (b) za zabijanje šipova (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: kuka za dizanje (1), ulaz pare ili zraka (2), noge (3), nabijač (4), rezervoar nafte (5), cilindar (б), blok za raspršivanje (7). tipa čekića padajući malj sabija zrak u cilindra, u koji se ubrizga dizel gorivo, koje se nalazi na dnu (si. 30.24.-b). Raspršeno gorivo se upali komprimiranim zrakom, čiji je rezultat eksplozija prenesena kao dodatni udar na šip, koji se već kreće prema dolje pod udarom malja. Eksplozija, također podiže malj za narednu fazu. Hidraulički malj proizvodi manje buke i vibracije nego dizel nabijač i ne izbacuje izduhne gasove. Malj se podiže pomoću hidrauličkog fluida i slobodno pada na šip, koji utiskuje u tlo. Ovaj tip malja može da radi u vodi dubine i do 1000 m. Hidraulički maljevi proizvode se u veoma širokim dijapazonima, sa težinama malja od 1000 do 1800 kN. Za uspješno zabijanje šipova potrebno je uzeti u obzir i slijedeće elemente:

> za drvene šipove koristiti ručne ili motorne maljeve, težine između 2,5 i 20 kN, sa visinom pada od 3,0 do 6,0 m;

> armirano-betonske šipove zabijati maljem težine približno jednakoj težini šipa, a visina pada nije veća

> >

150

od 1,20 m (neki preporučuju do 2,5 m), kako bi se isključila mogućnost oštećenja glave šipa. Udarci pomoću težih maljeva sa kraćim padom imaju veći efekat nego lakši maljevi sa većim padom, posebno u glinovitom tlu; u pjeskovitom i propusnom tlu korisni su maljevi sa brzim slabijim pojedinačnim udarcima, jer izazivaju vibraciju u tlu i smanjuju otpor prodiranju šipa. Ovakvom tehnikom rada stvara se oko šipa tečno stanje u tlu, te opada čvrstoća tla na smicanje, a povećava prodiranje šipa; u glinovitom tlu povoljni su maljevi sa manjim brojem jačih udaraca. Polagahniji slijed udaraca omogućuje izvjesnu konsolidaciju pornog pritiska, te olakšava zabijanje šipa.

Temeljenje

Temeljenje

151


temeljenje


Od jakih udaraca oštećuje se glava šipa, zbog čega se ona zaštićuje. Ovo posebno vrijedi za armiranobetonske zabijene šipove, zbog čega se glava šipa zaštićuje kapom od lijevanog željeza sa umecima od tvrdog drveta i elastičnih podmetača (si. 30.7.-g). 30.3.2.VIBRACIONO ZABIJANJE ŠIPOVA Metoda vibracionog zabijanja čeličnih šipova najbolje je primjenljiva u pjeskovitom, šljunkovitom i mehkom glinovitom tlu. Rotirajuća ekscentrična masa izaziva vibracije određene frekvencije i amplitude u smjeru uzdužne ose šipa. Amplitude vibracija su dovoljne da raskinu bočni otpor na stranama šipa (si. 30.25.). Postoji više tipova ovih nabijača koji se sve više primjenjuju i u građevinarstvu. Minimalne snage im se kreću između 100 i 740 kVA, frekvencije 10-135 Hz i mase vibratora od 3.800 do 10.000 kg (38,0-100 kN) (Tomlinson i Boorman, 1995). Širi izbor nabijača omogućuje prikladan režim vibracionog zabijanja šipova u različitim geomehaničkim osobinama tla. Metod vibracije može se primijeniti i kod bušenja šipova velikih dijametara i izlijevanja šipova na licu mjesta.

150

Temeljenje

Temeljenje

151


30. Teimljenjenajipovima

Sl.30.25. Šema vibracionog zabijača za šipove (Nonveiller, 1981), gdje je: masa sa oprugama (1), ekscentri (2) i šip (3).

Sl.30.26. Zabijanje šipova iznad vode sa: konzolnom-isturenom konstrukcijom (a), pontona (b) i plovnog objekta za zabijanje metalnog šipa i bušenje (c), gdje je: konstrukcija za zabijanje i vođenje šipova (1), kompresor (2), šipovi (3), tračnice (4), vodice za podešavanje bočnog pomjeranja (5), dizalica-čekrk (6), spremište (7), ponton (8), hidraulička crijeva (9), hidraulički motor (10), pokretna tabla -postolje (11), crijevo za zrak (12), bušaća cijev-dovod zraka (13), obložna kolona (14), stabilizator (15), bušaći prsten (16), rotirajući dijelovi sječiva (17), (Tomlinson i Boorman, 1995). 30.3.3. ZABIJANJE ŠIPOVA IZNAD VODE Zabijanje šipova, za konstrukcije iznad vode, izvodi se sa (i) specijalno projektovanim konstrukcijama konzolno isturenim izvan već zabijenih šipova (si. 30.26.-a), (ii) sa originalnog postolja za zabijanje šipova postavljenog na privremeno zabijene šipove ili sa (iii) plovećeg objekta (si. 30.26.-b). Kod prve metode rad je neovisan o vremenskim uslovima, ali je ograničeno napredovanje zbog skučenog prostora i ograničene dužine konzolnog postavljanja opreme za zabijanje. U drugom slučaju zabijanje šipova sa privremene skele može biti ekonomično na uskom prostoru za zabijanje kod velikog broja šipova u relativno plitkoj vodi na obali pristaništa i sličnim uslovima. Plovni objekat opremljen je sa cjelokupnom opremom za prihvat i zabijanje šipova (si. 30.26.-b) koji se na mjestu rada treba dobro fiksirati. Spremište pontona iskorišteno je kao balast, obično sa vodom, kao kontratežina postolju za zabijanje šipova. Šipovi se dovoze čamcem, koji se postavlja uzduž pontona, odakle se jednim krajem podižu i postavljaju u vertikalan položaj i dotjeraju na potrebnu visinu u vodilice šipa. Jednostruko djelujući, hidraulički ili dizel malj se koristi za zabijanje šipa, jer je manji rizik oštećenja šipa. Za masovniji rad iznad vode postoje specijalno izrađeni brodovi opremljeni za bušenje u dva pravca, uz korištenje hidrauličkog malja za zabijanje šipova. Cjevasti šipovi se normalno zabijaju sa opremom instalisanoj na glavi šipa. Međutim, u težim uslovima tla instalira se oprema "buši i zabijaj", tj. tehnika kojom se prvo cijev zabije pomoću malja do moguće dubine, a zatim se grabilicom i reverzibilnom cirkulacijom vrši produbljenje ispod dna cijevi (si. 30.26.-c). Bušenje se nastavlja do limitirajuće dubine ispod dna šipa, nakon čega se jednostrukom ili dvostrukodjelujućim maljem zabija čelični šip do konačne dubine ili do slijedeće faze pobijanja. Cjevasti šipovi se mogu popuniti betonom na način kako se to čini kod šipova izvedenih na licu mjesta.

147

Temeljenje

Temeljenje

157

30. Temeljenje na šipovima _______________________________________________________________________________________________________________________________________

Sl.30.27. Dispozicija ispitnih instrumenata i sila na sipu (a) i tipičan tok slijeganja šipa i faze prenosa sila na tlo (b), gdje su: ćelije za mjerenje napona (I), ćelije za mjerenje sile (2), šipka za mjerenje skraćenja (3), sila Q preuzima trenje na obimu (I), postepen prenos sile na bazu (II), slom. tla oko baze šipa (III). Temeljenje većih konstrukcija na vodi, kao što su naftne platforme i si., zahtijeva posebno izučavanje. Jedan od načina temeljenja platforme prikazan je u tački 40.5. (Hjeldnes, 1992). 30.4. ISPITIVANJE NOSIVOSTI ŠIPOVA Gdje je god moguće, probno opterećenje treba izvesti sa istim tipom, načinom i dimenzijama šipa, koji će biti korišten. U svim fazama opterećenja treba pažljivo registrovati sve mjerne podatke sa ugrađenih instrumenata za mjerenje sila, napona, skraćenja i otpora uzduž i na vrhu šipa. Probnim opterećenjem šipa mjeri se krajnja sila (Oj) koja izaziva potpun slom tla po obodu šipa i ispod njegovog vrha i to u momentu kada on naglo počinje prodirati u tlo. Pretpostavljajući ispitni šip sa proširenom stopom (si. 30.27.-a), ravnoteža sila koje djeluju na šip bit će (Nonveiller, 1981): Q + wt + w2 =<2, +1Go+2<20 • (зо.з.) Sila P mjeri se u ćeliji na bazi šipa, pa je sila na obimu proširene stope: 2Q(I=P + W2-Qv.

(30.4.) a sila na obimu šipa: 1 Q 0 =Q + W l - P . Ako mjerna ćelija nije sasvim na bazi šipa, dio sile 2Q0, uz pretpostavku daje otpor na obimu šipa konstantan po dubini, izračuna se iz izraza:

,A gdje je: l

260=160

površina obima šipa, a 2 A0 je površina obima baze šipa. Iz izraza 30.4. dobije se sila na bazi šipa:

Q v = P + W 2 - l Q 0 ^- .

Temeljenje 158 Temeljenje

(30.5.)

(30.6.)

148

30. Temeljenje na šipovima _______________________________________________________________________________________________________________________________________

Tipičan dijagram ovisnosti opterećenja šipa (Q) i slijeganja (s) pri probnom opterećenju dat je na slici 30.27.-b. Do kritične sile po obimu (fQo) odnos Q/s je gotovo linearan, zatim postaje sve strmiji, što je posebno evidentno na samome kraju. Dok opterećenje ne prekorači graničnu veličinu sile na omotu (fQo), cjelokupna sila prenosi se po obimu šipa (Г), a to prouzrokuje malo Sleganje. Kako sila raste, prenosi se postepeno opterećenje i preko baze šipa na 30.4.1. INSTALACIJE ZA ISPITIVANJE ŠIPOVA Šip može biti ispitan pomoću dobro centrirane hidrauličke dizalice, koja se odupire od konstrukciju montiranu iznad ispitnog šipa. Najjednostavniji je način da se dizalica odupre od sanduk sa balastom od betona ili čelika. Blokovi se slažu u sanduk na pomoćnoj skeli (iznad vode) oko šipa ili na povezane metalne nosače oslonjene na unakrsno položene drvene pragove (si. 30.28.). Kod ovoga načina opterećenja mogu nastubiti poteškoće kod ljuljanja platforme ili kolapsa šipa. Mjerenje opterećenja na šip vrši se direktno na instrumentu postavljenom između glave šipa i dizalice ili između dizalice i platforme. Sleganje se registruje na čeličnoj ploči navarenoj na glavi šipa.

Temeljenje 158 Temeljenje

149



SI. 30.29. Dispozicija opreme za ispitivanje šipa pomoću zateznih šipova: četiri zatezna šipa sa ugrađenim ankerima (1), ispitni šip (2), spoj šipa sa mjernom pločom (3), mjerni instrumenti (4), hidraulička pumpa (5), hidraulička presa (6), sferični ležaj šipa: (7), privremena (8), spojne čelične grede radi Sl.30.28. Prikaz balast opterećenja iznad ispitnog balast od potpora stabilnosti (9), (Tomlinson i Boorman, 1995). blokova (1), podloga blokovima (2), hidraulička dizalica (3), sferični ležaj (4), referentna greda (5), šip (6), čelični nosači (7), drveni roštilj (8), (Tomlinson i Boorman, 1995;'Construction lnduslry Research and Information Association). Umjesto ove skupe izrade koriste se zatežući šipovi (obično četiri) preko kojih se učvrste čelični nosači, o koje se odupire hidraulička presa (si. 30.29.). Mjerenje sile i Sleganje šipa vrši se na mjestima i na način sličan prethodnoj metodi ispitivanja nosivosti šipa. Kod značajnijih i obimnijih radova na izvođenju šipova uputno je provesti ispitivanje nosivosti šipova uz prethodno sačinjen program ispitivanja za različite tipove i dužine šipova, u stvarnim geotehničkim osobinama tla. Eurocode 7. za temeljenje na šipovima definiše ograničeno opterećenje (Q L) kao opterećenje koje prouzrokuje Sleganje 10% od promjera baze šipa. Ako se ne može ostvariti maksimalno opterećenje, uzima se ovo limitirajuće opterećenje (QL). 30.4 2.METODE ISPITIVANJA ŠIPOVA Probno opterećenje šipa može se provesti na četiri načina i to:

> opterećenje se povećava kontinualno uz konstantnu veličinu prodiranja slijeganja (CRP-Constant rate of penetration);

> opterećenje inkrementima sile zadržano do konsolidacije (ML-Maintained load); > kombinovani test CRP i ML metode. > opterećenje jednakim inkrementima sile u vremenskim razmacima od 60 minuta. 30.4.2.1. Test sa konstantnim prodiranjem šipa (CRP test) CRP ispitivanje provodi se biranjem opterećenja koje daje konstantno prodiranje šipa u tlo, što se zadržava sve do konačnog sloma tla. Slom se definiše, kada šip nastavlja propadanje bez povećanja opterećenja, ili kada se stvara opterećenje pri kojem penetracija dostiže vrijednost 1/10 dijametra baze šipa. Brzina slijeganja uzima se (0,5-0,8) mm/min (Nonveiller, 1981), odnosno prema

150

Temeljenje

Temeljenje

161



Britanskom standardu 0,75 mm/min u glinovitom tlu i 1,5 mm/min u granuliranom tlu. CRP test se koristi kada se želi brzo dobiti rezultat i praktičan je kod preliminarnih ispitivanja i naučnih istraživanja. Nije pogodan za tla kojim se ne dobije elastično Sleganje (ukupno manje stalno Sleganje) pod radnim opterećenjem. 30.4.2.2. Ispitivanje sa inkrementima opterećenja održavanog do konsolidacije (ML test) ML ispitivanje izvodi se sa opterećenjem (Q) u inkrementima (AQ) jednake ili različite veličine. Dijelovi opterećenja nanose se brzo i zadržavaju se dok Sleganje postigne minimalnu veličinu (s=0,025 do 0,05 mm/dan). Za ovo ispitivanje potrebno je duže vrijeme, naročito ako se šipovi ispituju u malo propusnom tlu. U glinovitom tlu ovakav način ispitivanja može da traje i više od 60 dana (VVMtaker i Cooke, 1966).

SI. 30.30. Tipičan rezultat ML probnog opterećenja šipa: dijagram opterećenje/ slijeganje Q/s (a), dijagram vrijeme/ slijeganje t/s (b), (Tomlinson i Boorman, 1995); ovisnost opterećenja/ slijeganje/ vrijeme-Q/s/t (c), (Nonveiller, 1981). Na slici 30.30. dat je tipičan dijagram ovisnosti opterećenja (Q), slijeganja (s) i vremena (t). Ukoliko je probni šip opremljen instrumentima, kao na slici 30.27., moguće je silu podijeliti na dio koji šip nosi po svome obimu (Qo) i na dio (Qv), koji se prenosi preko baze šipa (si. 30.30.-c). Kada se provodi ovakav postubak u tlu manje propusnosti, obavlja se potpuna konsolidacija pornog pritiska, te se dobiva rezultat sila i deformacija za drenirani slom tla. 30.4.2.3. Kombinovani CRP i ML test CRP i ML ispitivanja često se kombinuju pri određivanju nosivosti šipova. Prvo se za odabranu silu Q opterećuje šip inkrementima sile, koji se postepeno povećavaju nakon svake parcijalne konsolidacije slijeganja, odnosno prodiranja šipa. U narednoj fazi dostignuto opterećenje se povećava uz konstantnu brzinu slijeganja sve do sloma. Na slici 30.31. dat je dijagram ovoga kombinovanog ispitivanja, do konačne faze opterećenja, koje izaziva slom tla oko šipa, uz primjenu konstantne brzine prodiranja šipa, koji je prije toga bio opterećivan inkrementima sile do konsolidacije. Sl.30.3I.

, 3000

151

~ 2000

Ml-opit

I

opit/-Q+W, + W2 __јус^—i /-a./-----------------------— ------- 1----- 1---- 1 Temeljenje 1 A r

__ шш

SLIJEGANJ

Dijag ram ovisno sti slijeg anja

CRP-

1

1

1

Temeljenje 25

163



šipa (s) o optere ćenju (Q) za kombi novan i test ML i CRP (Whit aker i Cooke , 1966).

152

Temeljenje

Temeljenje

163

30. Temeljenje na Sipovinm


veličine proračunate sile sloma ili kada brzina prodora šipa dospije 0,3 mm/min. U 30.4.2.4. Probno opterećenje sa jednakim dijelovima drugojsile faziu opterećuje se silom koja izaziva konstantnu brzinu prodiranja od 0,3 trajanju od 60 minuta mm/min, sve do sloma tla. U Norveškoj se primjenjuje CRP metoda sa opterećenjem koje izaziva Često se iz dijagrama ovisnosti opterećenja (Q) i slijeganja (s) ne može konstantnu brzinu prodiranja šipa od 1 mm/min. dovoljno tačno definisati sila sloma (Qf). Zato postoje u literaturi prijedlozi da se odabere inkrement sile približno 1/8 Q f (prognozno), te da svaka od njih djeluje jedan sat i registruju krivulje po kojima se šip sliježe sa vremenomPRENOŠENJA (Stoll, 1961). OPTEREĆENJA SA 30.5. MEHANIZAM Rezultati se obično prikazuju sa tri vrste dijagrama iz kojih se može odrediti sila ŠIPA NA TLO sloma (si. 30.32.).

Opterećenje sa objekta na šipove prenosi se preko nadglavne konstrukcije, ©glave šipova. Nekada se jedan dio opterećenja povjerava tlu kojom se povezuju VRIJEME tdnini ispod nadglavne konstrukcije, a drugi dio tlu oko šipova. Međutim, teško je uskladiti 30' 60' deformacije tla ispod ova dva sistema prenošenja opterećenja, te se radi ove složenosti cjelokupno opterećenje objekta povjerava šipovima. Uknpno opterećenje (Q) od objekta prenosi se preko pojedinačnih šipova na tlo, djelomično trenjem između vanjskog omotača šipa i tla (Qo), a djelomično normalnim naponima preko vrha šipa (Qv) (si. 30.33.). Iz ovakvog odnosa slijedi da ' UKUPNO SLIJEGANJEs^mm) će se granična SUJEOAKJE sila sloma s' j.S j-S3 j(i«»! šipa (Qf) postići onda kada se nadmaši sila otpora smicanja između omotača šipa i tla (0Qf) i ispod baze šipa (vQt), tj.: Qf+vQf, ^ f = 0prema Sl.30.32. Dijagram slijeganja (s): sa vremenom (t) za razne faze opterećenjaQ(a), opterećenju Q (b), za posljednjih 30 minuta s '30 prema opterećenju (c), (Nonveiller, 1981). (30.7.) pri čemu je (si. 30.33.-a): ®

"

®

3!

6(

t

Prvim dijagramom se prikazuje tok slijeganja za svaki inkrement D opterećenja u vremenu od 60 minuta (si. 30.32-a), a drugim odnos između ukupne Q = j O -0Tf(z)-đZ; vQf = A ■v v Ч. sile Q i ukupnog slijeganja s« (si. 30.32.-b). Iz trećeg dijagrama vidljiv je odnos } f f između sile Q u prirastu za svako opterećenje i slijeganja nastala u vremenu od 30 i 60 minuta s'30 (si. 30.32.-c). Tačke za svaki prirast opterećenja (Q/s' 30) nalaze se na gdje je: O- pravca opseg šipa; dva pravca različitog nagiba. U presjecištu ova dva nalazi se kritično Av - presjek u stopi šipa; opterećenje (Qf), pri kojem nastupa plastični slom tla ispod baze šipa. - kritičnozaopterećenje vrhu šipa; U zemljama Evrope primjenjuju se različitevqmetode izvođenje na testa T čvrstoća tla na smicanje f probnim opterećenjem šipa. U Švedskoj se koristi 0 metoda konstantne brzine između omotača šipa i tla. Čvrstoća na smicanje po omotaču šipa nije uvijek jednaka čvrstoći tla na prodiranja od 0,5 mm/min (CRP). Šipovi koji nose na bazi izlažu se najmanje trostruko projektovanom opterećenju. Šipovi smicanje, koji noseveć po ovisi obimuo stepenu (glinovito tlo) hrapavosti šipa, stepenu konsolidacije tla i si. Otpor opterećuju se najmanje do sile pri kojoj nastaje slijeganje 20i tla mm, a u na smicanje izmeđuodšipa bit će: nekoherentnom tlu silom koja izaziva deformaciju preko 60 mm. Dužina šipova i (30.8.) 0Tf = a ■ c' + (on - u)tg
Uopšteno se ukupna nosivost šipa izražava kao suma otpora trenjem po omotaču (Q 0) i otpora vrha šipa (Qv), tj.:

Q = Q0+QV.

(30.9.) Širina na koju se prenosi opterećenje preko vrha šipa na tlo iznosi približno (6-10)r (r=poIuprečnik šipa) (si. 30.33.-b). Sila šipa (Q) različito se raspodjeljuje na dio sile na trenje po omotaču (Qo) i na dio sile koji se prenosi preko baze šipa (Qv). Ova raspodjela opterećenja ovisna je o geomehaničkim osobinama pojedinih slojeva tla i elastičnoj deformaciji šipa. Na slici 30.34. šematski su prikazani osnovni slučajevi ovih odnosa sila po omotaču i na vrhu šipa (Q0 i Qv).

164

Temeljenje

Temeljenje

153



Sl.30.33. Šema sila otpora između šipa i tla i zone plastičnog sloma (a) i raspodjela vertikalnih napona u tlu oko šipa (b), sa zonom plastičnog sloma (spiralnog oblika) (1) i dijagramom vertikalnih napona (2).

Kada se šip oslanja na čvrsto tlo (si. 30.34.-a), najveći dio sile prenosi se u tlo putem njegovog vrha, a samo manji dio preko omotača (Q = QV). Odnos Qv/Qo ovisi o slijeganju čvrstog sloja, deformacionim osobinama šipa i osobinama mehkog sloja. Šip zabijen u homogenom tlu (si. 30.34.-b) prenosi veći dio sile trenjem po omotaču šipa (Q = Q0). Na slici 30.34.-c prikazan je šip zabijen u rahlom i dijelom u zbijenom tlu. Evidentno je da se nosivost po omotaču (Q0) povećava u zbijenom sloju. Šip zabijen dijelom u stišljivi sloj, koji se može naknadno slegnuti, može izazvati i negativno trenje (si. 30.34.-d). Zato se sila koja se prenosi preko vrha šipa može znatno povećati. Kada se između dva zbijena sloja javlja treći stišljiviji sloj, onda je moguće da u prvoj fazi opterećenja u stišljivom sloju dođe do povećanja nosivosti po omotaču (si.30.34.-e). Međutim, kasnije dolazi do slijeganja stišljivog sloja što dovodi do negativnog trenja, a time i do smanjenja dijela nosivosti po omotaču (Qo), odnosno do povećanja nosivosti na vrhu šipa (Qv) (Nonveiller, 1981; Dolarević, 1987). ®

®

" '©

®

©

SI.30.34. Šematski prikaz raspodjele sile šipa (Q) na omotač (Q 0) i na bazu vrha šipa (Q v): šip na čvrstom tlu (a), šip na homogenom sloju (b), šip na rahlom i zbijenom sloju (c), šip u stišljivom sloju-negativno trenje (d) i (e). gdje je: mehko tlo (1), tvrdi sloj (2), rahli materijal (3), zbijeni sloj (4), stišljivi sloj (5). •"' \

30.6. ODREĐIVANJE NOSIVOSTI POJEDINAČNIH ŠIPOVA Iz prethodnih razmatranja vidljivo je da šipovi prenose opterećenje preko dodirne površine šipa sa tlom. Kod proračuna ta se nosivost šipa obično dijeli na površinu oslanjanja vrha šipa (Av) i na površinu po omotaču šipa (Ao). Preko površine vrha šipa prenosi se pritisak na tlo samo u pravcu osi šipa, a površina po obimu šipa prenosi trenjem pritiske i zatezanje u pravcu osi šipa i pritiske upravno na osovinu šipa. Za nosivost upravno na dodirnu površinu (vrh šipa) mjerodavno je dopušteno specifično opterećenje tla (qdop) na odgovarajućoj dubini i

164

Temeljenje

Temeljenje

154


X Duboko-indirektno temeljenje za odgovarajući pravac opterećenja. Za nosivost u pravcu dodirne površine mjerodavno je dopušteno specifično opterećenje na trenje (pdop) nosećih slojeva uz omotač šipa. Ovo opterećenje na trenje zavisi od pritisaka upravno na dodirnu površinu, od vrste tla, te od hrapavosti površine šipa. Nosivost vrha šipa ovisi od čvrstoće tla, a posebnu ulogu ima veličina površine oslanjanja vrha šipa. Zbog ovoga su povoljniji šipovi koji se izrađuju na licu mjesta, jer se nabijanjem mogu proširiti vrhovi šipa. Kada se opterećenje šipa prenosi putem trenja, onda ono može povećati ili smanjiti njegovu nosivost. Tada se mora računati sa obrnutim učinkom trenja na šip. Ovo negativno trenje, zbog kojeg se sila što je pojedini šip prenosi preko baze na tlo, može se povećati (Nonveiller, 1981). Nosivost jednog šipa opterećenog u pravcu njegove osovine, odnosno veličina sile pod kojim nastuba slom tla ispod vrha i po obimu šipa, može se proračunati na mnogo načina, prema više različitih metoda i prema raznim autorima i institucijama. Generalno bi se sve metode i postubci mogli svrstati u slijedeće grupacije: > Statičke računske metode, odnosno obrasci bazirani na stepenu mobilizacije otpornosti tla na smicanje, tj. proračun prema osobinama slojeva tla u kojem se šip izvodi; > Dinamičke metode, odnosno obrasci koji uzimaju u obzir otpornost tla, odnosno Sleganje registrovano prilikom pobijanja šipova; > Obrasci u kojima se koriste rezultati statičkog i dinamičkog penetracionog sondiranja u istražnim bušotinama; > Rezultati slijeganja pri probnom opterećenju šipova; > Obrasci prema stečenom iskustvu na izvedenim građevinama. S obzirom na mogućnost usvajanja različitih pretpostavki za proračun, postoje i različita mišljenja i obrasci za ovakvo određivanje nosivosti šipa. Dobiveni rezultati prema više metoda se međusobno razlikuju, te se obično proračun provodi prema više metoda i usvajaju oni najprihvatljiviji ili prosječni rezultati. 30.6.1. STATIČKE METODE PRORAČUNA ZASNOVANE NA STEPENU MOBILIZACIJE OTPORNOSTI TLA Za ovaj način proračuna nosivosti šipa potrebno je poznavati osobine tla koje se dobiju sondiranjem i geomehaničkim ispitivanjem uzoraka tla. Ukoliko znamo parametre čvrstoće slojeva, kroz koje prolazi šip, može se izračunati otpor tla, koji djeluje na obim i vrh šipa. Kraća analiza za ove dvije komponente data je u tački 30.5. Otpor između obima šipa i tla obično je manji od čvrstoće tla na smicanje ( T f = c +o'n ■ tgq>')i dat je izrazom.30.8. Otpor po obimu šipa (0Qj) računa se prema izrazu 30.7., ili: Đ O

Qf =/л•

2rn

dz

■ •

(30.io.) 0

ili za T=konstantno, tj. (p=0, otpor je: e0 = v*"i. gdje je:

(san.)

r-poluprečnik šipa; ^-diferencijal dubine šipa; Ао- površina obima šipa. Prema Meverhofu (Majerhof, 1951, 1961) otpor uz obim šipa može se izraziti kao u jednadžbi za duboke temelje (jedn. 14.56.), tj.: c" = a-c' + y - D - K s - t g d , (30.12.) gdje je: D-dubina temelja; Ks=0,7Ko-prosječni koeficijent bočnog pritiska na visini plastifizirane zone u bazu šipa; Ko=0,5 za nevezano i Ко=1,0 za vezano tlo; б- ugao trenja između šipa i tla; a - kao u jednadžbi 14.56. Prema tome, otpor po obimu šipa bio bi: (30.13.) gdje je: O-obim šipa=2nt za kružni i 2(B+L) za pravougaoni presjek šipa; B iL-širina, odnosno dužina presjeka šipa.

164

Temeljenje

Temeljenje

155


X Duboko-indirektno temeljenje Kod izvođenja bušenih šipova na licu mjesta vidjeli smo da se koristi bentonitska suspenzija za stabilnost zidova bušotine. Laboratorijskim ispitivanjima (Farmer i dr.1971, Nonveiller, 1981) ustanovljeno je da se aktivira puni otpor trenja po obimu šipa, bez obzira na stvorenu bentonitsku košuljicu na zidovima bušotine. Otpor prodiranja baze šipa (vQr) ovisi o čvrstoći sloma (q f) kružne ili pravougaone površine (Av) šipa i računa se prema izrazu 30.7. Napon sloma tla (vq0 ispod šipa može se računati prema jednadžbi (14.56.) za duboke temelje: q = cNc + 0,5 ■ Г • B ■ N y + K 0 y ■ D ■ N Q , (30.14.) v f gdje su:

164

Temeljenje

Temeljenje

156



tg(p

Nc, NY i Nq faktori nosivosti koji se mogu dobiti iz Meverhofovog dijagrama na slici 14.14. ili na slici 30.35.b, Ko-koeficijent pritiska mirovanja na bazu šipa i prema Meverhofu iznosi: 0,5 za nevezano i 1,0 za vezano tlo. Slom na vrhu šipa bit će: (30.15.) VQf 'VЧ I Oblik i dimenzije zone plastičnog sloma oko vrha šipa ovise o hrapavosti između baze i šipa i tla, te od ugla smicanja
SI.J*r

4 0

' / / /\

— 30< В 9i ft,"

IJV:-: T.CM 2-, 10

20

SI

5 k 200O4 S Z6= 4 j 6 810' 20 4 6810^ 1 2810 2 3000 faktori nosivosti log n — 0

:

s

Analogno jednadžbama za graničnu nosivost šipa (30.7.) ili ukupnu nosivost šipa (30.9.), može se dopuštena nosivost šipa (Qd) napisati u obliku (Dolarević, 1987): Qd = A Q p + A v q, (30.16.) gdje je: А(г površina omotača šipa uzduž slojeva; p- dopušteno specifično opterećenje na trenje, odnosno adheziju nosećih slojeva; Ау- površina presjeka šipa u nivou vrha šipa; q- dopušteno specifično opterećenje tla u nivou vrha šipa; a) Dopušteno specifično opterećenje (p) na trenje, odnosno adheziju. može se odrediti iz izraza (jedn.30.12.): p = am + a 0 K s ■ t gS m (kN/m2), (30.17) gdje je: a m = (pc- c'/ Fc~)- mobilizirana adhezija između šipa i okolnih slojeva tla, odnosno mobilizirana kohezija okolnih slojeva tla u slučaju da je kohezija manja od adhezije; <70 = +у 2/г/2) vertikalni pritisak od vlastite težine u sredini nosivog sloja h, koji prenosi opterećenje trenjem (si. 30.35.-a);

L

170

\—T*

Temeljenje

Temeljenje

157



Sl.30.35. Šematski prikaz otpornosti tla u pogledu nosivosti šipa (a), te dijagram faktora nosivosti (N 0Nn i Nr) u ovisnosti od ugla smicanja (
b)

Dopušteno specifično jedinično opterećenje tla u nivou vrha šipa (q) može se dobiti iz izraza poznatog oblika (Pravilnik, 1990): 4,i
(30.19.)

gdje je : (7V -dopušteni napon tla za direktno temeljenje na vrhu šipa; Av - površina presjeka šipa; t - prosječno dopušteno trenje po omotaču šipa; Ao - površina omotača šipa. U propisima je dato kako se uzimaju veličine za O V i t. 30.6.1.2. Metode definisanja faktora nosivosti u nekim tlima Postoji više metoda za određivanje faktora nosivosti N c i Nq, među kojima su Meverhofova, Vesića i Janbua (Braja, 1995.). U prethodnom dijelu dat je uvid u načine određivanja ovih faktora, ali se prezentiraju i neka novija saznanja navedenih autora. Uopšteno se za kritično jedinično opterećenje (
170

Temeljenje

Temeljenje

158


X Duboko-indirektno temeljenje vrijednost jedinične moći nošenja šipa maksimalni faktori nosivosti na vrhu

(^r)

je konstantna veličina ( v q f ~ v q l ) - Prema Meverhofu (1976),

šipa postižu se pri Db/d=0,5(Db/d)cr. Maksimalne vrijednosti JVC i N , ovisne o uglu smicanja ((p), date su na dijagramu slike 30.36.-d. Za šip u pijesku (c=0) jednadžba 30.22. dobiva jednostavniji oblik: (30.23.) Xr*

gdje se TS dobije iz dijagrama na slici 30.36.-d. Međutim, Qv ne smije preći limitirajuću vrijednost v qt ■ Av, tj.:

QV

=AV

-4v

-Na

Â

-V

C

h

(30.24.) gdje je limitir ajuće specifi čno optere ćenje:

170

Temeljenje

Temeljenje

159

30. Temeljenje na Hipovima

X Duboko-indirektno temeljenje qt= (kN/m2)

50-Nltg(p (30.25.) gdje je: iq; - limitirajuća granična jedinična otpornost rastresitog tla, determinisanog

v

gdje je ф ugao smicanja u nosećem sloju. jed. 30.26., uz korištenje maksimalne vrijednosti za N* i ep za rastresiti Meverhof (1976), također, sugeriše mogućnost iznalaženja granične pijesak; otpornosti tla u tački (,%), u homogenom granuliranom tlu (D=D b) putem broja 2q; - kao i iq; samo za zbijeni pijesak; Db - dubina penetracije u zbijeni sloj pijeska udaraca kod standardnog penetracionog opita, kao: 2 zabijen u zasićeni glineni sloj u nedreniranim uslovima (ф=0) 30.36.-c); „qt = 40• N ■ D I d < (si. 40(Ж ( k N Za / mšip ), (30.26.) nosivost vrha šipa je: gdje je: Qv šipa. = c„-N'c- Av = 9cuAv , (30.28.) N - srednji broj udaraca kod standardnog penetracionog opita blizu vrha gdje je: c„- kohezija za nedrenirano tlo ispod vrha šipa. Za glinu sa kohezijom (c) i uglom smicanja (ф) granična nosivost šipa na vrhu (Qv) dobije se prema datoj jednadžbi 30.22.

m m

г ©

20

30

40 45

b) Vesićeva metoda. Vesić (1997) pretpostavlja, za približan proračun nosivosti J šipa, teoriju "širenja prostora - otvora". Prema ovoj teoriji, zasnovanoj na 200 / parametrima efektivnih napona, granična nosivost vrha šipa može se izraziti u obliku: 100 80 60 1000 800 600 400

D=Db

/

«г 40

(Б) . lqv © ^JEDINIČNI OTPOR NA VRHU SIPA

/ј

20 § 10 2 8 to 6o z 4

/✓ / —r/■

✓ N*c,

.■ ;-'(2)ZBIJEN PIJESAK 0

10

/

' j

Qv = Av-v 4 f = Ау (cN* c + (30.29.) a'0Nl) gdje je:

1 + 2Kn - qv - srednji normalni (efektivni) napon tla, na vrhu

K0 = 1 — sin ( p - koeficijent pritiska mirovanja tla; N*c i /V* - faktori nosivosti (tabela 30.7.). Iz jednadžbe 30.29. i jednadžbe 30.22. dobije se slijedeći odnos: 20

30

40 45

UGAO SMICANJA У C ) QV = AV(CN*. b"vN*>

Sl.30.36. Šema opterećenja i otpora tla šipa u homogenom tlu (a), A promjena ■ N c + Av v ■ c jediničnog otpora tla na vrhu šipa u homogenom pijesku (h) i uslojenom tlu (cj, te primjena

1 + 2Kn ■ qv- N q =AV - c - N c + A v ° q v N a ,

maksimalnih vrijednosti Nc i Nq ovisno o uglu smicanja (p (d), (Meyerhof, 1976;Braja, 1995).

(30.30.)

Često se šip zabija kroz prvi slabiji, a zatim čvršći - zbijeni sloj tla (si. 30.36.-c), u kome slučaju je: v

q f = i q l + -----— ------<2qt,

174

(30.27.)

Temeljenje

Temeljenje

160



Za N*c može se napisati slijedeći izraz:

174

Temeljenje

Temeljenje

161



Faktori nosivosti Nc (gore) i Nq (dolje) za Tabela duboko jtemeljenje 30.7. ■■■■ reducirani indeks krutosti i„ ' ■■; ■■■ ■■■■ ■ ■■■ ■.- : . 1020406080100200300400.50006.977.908.829.369.7510.0410.9 711.5111.8912.191.001.001.001.001.001.001.001.001.001.0017. 348.379.4210.0410.4910.8311.9212.5713.0313.391.131.151.161. 181.181.191.211.221.231.2327.728.8710.0610.7711.2811.6912.9 613.7314.2814.711271.311.351.381.391.411.451.481.501.5138.1 29.4010.7411.5512.1412.6114.1015.0015.6616.181.431.491.561. 611.641.661.741.791.821.8548.549.9611.4712.4013.0713.6115.3 416.4017.1817.801.601.701801.871.911.952.072.152.202.2458.9 910.5612.2513.3014.0714.6916.6917.9418.8619.591.791.922.07 2.162.232.282.462.572.652.7169.4511.1913.0814.2615.1415.851 8.1719.6220.7021.561.992.182.372.502.592.672.913.063.183.27 79.9411.8513.9615.3016.3017.1019.7712.4622.7123.732.222.46 2.712.883.003.103.433.633.793.91810.4512.5514.9016.4117.5'4 18.4521.5123.4624.9326.112.472.763.093.313.463.594.024.304. 504.67910.9913.2915.9117.5918.8719.9023.3925.6427.3528.732 .743.113.523.793.994.154.705.065.335.551011.5514.0816.9718. 8620.2921.4625.4328.0229.9931.593.043.483.994.324.584.785.4 85.946.296.571112.1414.9018.1020.2021.8123.1327.6430.6132. 8734.733.363.904.524.935.245.506.376.957.397.751212.7615.77 19.3021.6423.4424.9230.0333.4136.0238.163.714.355.105.605.9 86.307.388.108.669.111313.4116.6920.5723.1725.1826.8432.60 36.4639.4441.894.094.855.756.356.817.208.539.4210.1010.6714 14.0817.6521.9224.8027.0428.8935.3839.7543.1545.964.515.40 6.477.187.748.209.8210.9111.7612.461514.7918.6623.3526.532 9.0231.0838.3743.3247.1850.394.966.007.268.118.789.3311.281 2.6113.6414.501615.5319.7324.8628.3731.1333.4341.5847.1751 .5555.205.456.668.139.149.9310.5812.9214.5315.7816.831716.3 020.8526.4630.3333.3735.9245.0451.3256.2760.425.987.379.09 10.2711.2011.9814.7716.6918.2019.471817.1122.0328.1532.403 5.7638.5948.7455.8061.3866.076.568.1610.1511.5312.6213.541 6.8419.1320.9422.471917.9523.2629.9334.5938.3041.4252.7160 .6166.8972.187.189.0111.3115.9114.1915.2619.1521.8724.0325. 852018.8324.5631.8136.9240.9944.4356.9765.7972.8278.787.85 9.9412.5814.4415.9217.1721.7324.9427.5129.672119.7525.9233 .8039.3843.8547.6461.5171.3479.2285.908.5810.9513.9716.121 7.8319.2924.6128.3931.4133.97

(30.31.) a saglasno Vesićevoj teoriji:

(30.32.) gdje je: 7 - indeks reducirane krutosti (tvrdoće) tla - reduced rigiditv - rr. Ovaj indeks može se pisati u obliku:

174

Temeljenje

Temeljenje

162


X Duboko-indirektno temeljenje j----------ii----.5

(30.33.)

1 + 7 -A gdje je: - indeks krutosti, (30.34.) r

2(1 + f i s X c + qvtg(p)

c + qvtg(p

Es- modul elastičnosti - deformabilnosti tla; fV Poissonov koeficijent tla; Gs- modul smicanja tla; Д- srednje zapreminske deformacije u plastičnoj zoni oko vrha šipa. Kada nema zapreminske promjene (gusti pijesak ili zasićena glina), Д=0, teje7rr = J r . Tabela 30.7. daje vrijednosti

N*c i N a za različite vrijednosti ugla smicanja (ф) i 7rr . Za ф=0

(nedrenirani uslovi): 7 V;= | ( l n 7 rr+l) + | + l.

(30.35.)

Vrijednost 7r može se približno dobiti prilikom laboratorijskog konsolidacionog ili triaksijalnog ispitivanja tla ovisno o odgovarajućem nivou napona. Za preliminarne radove preporučuju se slijedeće vrijednosti (Braja, 1995): -pijesak......................................................................J r = 70-150

- prašina i glina (drenirani uslovi).............................7 r = 50-100 - glina (nedrenirani uslovi)........................................ 7 r = 100-200

174

Temeljenje

Temeljenje

163


60

22 23 24 25 26 27 28 29

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


Tabela 30.7. Reducirani (nastavak) 10204060801002003004005004353.7078.60114.82143.23167.51189 indeks krutosti ] .13275.59343.40401.36452.9651.0874.30108.08134.56157.21177.36 „■ 257.99321.22375.28423.394456.1382.45120.91151.16177.07200.17 292.85365.75428.21483.8855.2080.62117.76146.97172.00194.3128 3.80354.20414.51468.284558.6686.48127.28159.48187.12211.79311 .04389.35456.57516.5859.6687.48128.28160.48188.12212.79312.03 390.35457.57517.584661.3090.70133.97168.22197.67224.00330.20 414.26486.54551.1664.4894.92139.73175.20205.70232.96342.9442 9.98504.82571.744764.0795.12140.99177.40208.77236.85350.4144 0.54518.20587.7269.71103.00152.19191.24224.88254.99376.77473. 42566.70631.254866.9799.75148.35187.04220.43250.36371.70468. 28551.64626.3675.38111.78165.76208.73245.81279.06413.82521.08 613.65696.644970.01104.60156.09197.17232.70264.58394.15497.5 6586.96667.2181.54121.33180.56227.82268.69305.37454.42573.38 676.22768.535073.19109.70164.21207.83245.60279.55417.82528.4 6624.28710.3988.23131.73196.70248.68293.70334.15498.94630.80 744.99847.61 Tabela 30.7. (nasta vak)

30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42

164

Temeljenje

Temeljenje

179



10 20.71 9.37 21.71 10.21 22.75 11.13 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 20 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 40 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

165

Temeljenje

Temeljenje

179



Reducirani indeks krutosti l„

100 200 300 400 46.88 77.3 66.3 51.0 19.94 0 74 50.08 32.2 21.6 27.8 3 222.26 53.48 83.6 54.6 71.5 8 624.81 57.07 36.5 24.2 31.3 2 7027.61 60.87 90.5 58.4 77.0 1 930.69 64.88 41.3 27.0 35.3 0 2434.06 69.12 97.8 62.5 82.9 1 8437.75 73.58 46.6 30.1 39.7 1 0641.79 78.30 105. 66.8 89.2 61 5446.21 83.27 52.5 33.6 44.5 1 3051.03 88.50 113. 71.3 95.0 92 2956.30 94.01 59.0 37.3 49.8 5 8762.05 99.82 122. 76.2 103. 79 068.33 01 105.9 66.2 41.5 55.7 2 9 71 75.17 132. 81.2 110. 23 8112.34 54 82.62 74.3 46.0 62.2 0 75119.10 90.75 142. 86.6 118. 126.2 27 4 53 0 83.1 51.0 69.4 4 3299.60 133.6 152. 92.3 126. 95 16 99 109.2 92.9 56.4 77.3 0 164 141.5 164. 98.2 135. 29 81 96 119.74 103. 62.4 85.9 86.09 35.78 93.47 40.68 101.39 46.14 109.88 52.24 118.96 59.02 128.67 66.56 139.04 74.93 150.11 84.21 161.91 94.48 174.49 105.84 187.87 118.39 202.09 132.24 217.21 147.51 233.27 164.33 250.30 182.85 268.36 203.23 287.50 225.62 307.78 250.23 329.24 277.26 351.95 306.94 375.97 339.52 80

166

Temeljenje

Temeljenje

179



500 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

167

Temeljenje

Temeljenje

179

X Duboko-indirektno temeljenje c)


Janbu - ova metoda. Janbu (1976) predviđa proračun nosivosti vrha šipa (Qv) po opštem izrazu analognom ostalim autorima, tj.: Q v =A v (cN ; +q' N ' n )

----i —D i 10 0 * cr

80

*o z

60

■з а

/'/ / ./ ,//'/to/ / A'//n7)I

40

= 75"S7

tf>

s/ v /

o -3(Л

20

o

10 8 6

кт

a: O

i - on*X 10

20 30 40 45 UGAO SMICANJA TLA ТС!

<

V'=105*х

4

(30.36.)

... ^-V"—.7'"1UD"-\j= 90•= 75 81.30.37 . Faktori nosivosti prema Janbuu (1976), (Braja, 1995).

168

Temeljenje

Temeljenje

179



Faktori nosivosti

Nc i N'

računaju se uz Pretpostavku sloma tla oko vrha šipa, slično kao na slici

30.37. Faktori nosivosti računaju se prema izrazima:

= (tg(p +

4\

+ t g 2 ( p ) ■ егф™, (30.37.)

gdje je rf dato na slici 30.37. u ovisnosti od N ] i N*q, te ugla smicanja (p. Ugao t]' može da varira do 70° u mehkim glinama do oko 105° u zbijenom pješčanom tlu. 30.6.1.3. Metode definisanja otpora trenjem ili adhezijom u nekim tlima Otpor šipa trenjem po obimu (Q„) dat je jednadžbama: 30.7. i 30.10., uzimajući u obzir čvrstoću tla na smicanje između omotača šipa i tla ( f C f ) i jedn. 30.13. koristeći Meverhofov izraz za otpor trenjem po obimu šipa (c" ). Sila po omotaču šipa može se dobiti i preko jediničnog koeficijenta trenja (f) u obliku (Braja, 1995): (30.38.) a) Otpor trenjem u pijesku. Jedinični koeficijent trenja (/) po obimu šipa, na bilo kojoj njjegovoj dubini (z), može se definisati u obliku (Braja, 1995):

(30.39.)

f = Ka'vtg5, gdje je:

K - koeficijent pritiska tla; СТу - efektivni vertikalni napon; б- ugao trenja između tla i šipa. U stvarnosti K varira sa dubinom. Približno se može uzeti da je jednak Rankineovom pasivnom koeficijentu pritiska tla, Kp, koji može biti i manji od koeficijenta pritiska pri mirovanju, Ko, na vrhu šipa. Braja (1995) preporučuje slijedeće vrijednosti koeficijenta K:

> Bušeni ili mlazom izvedeni šipovi: Ko=l-sin(p. (30.40.)

> Zabijeni šipovi sa niskim utiskivanjem (istiskivan jem): (1-1,4) Ko> Zabijeni šipovi sa velikim utiskivanjem (istiskivanjem): (1-1,8) KQ.

gdje je: O- obim dijela šipa; Az -dio dužine šipa, gdje je f konstantna veličina (si. 30.38.); /-jedinični koeficijent trenja na bilo kojoj dubini z. Q Д-. ZV.-"

0

.-DL

jedinični

©

koef icije nt trenj a -f

Sl.30.38. Sema otpora tla oko šipa (a) i dijagram jediničnog koeficijenta otpora trenjem za šipove u pijesku (b).

Vrijednosti ugla б u različitim Tabela uslovima kontakta šip/tlo dodatni usitniuj'ao otpina i/medu šipa i tla (б)gladak 30.8. (prekriven) - čelik/pijesak grub (naboran) - čelik/pijesak gotovi šipovi - beton/pijesak na licu mjesta izvedeni - beton/pijesak drvo/pijesak0,5ф'-0,7ф' 0,7ф'-0,9ф' 0,8ф'-1,0ф' 1,0ф' 0,8ф'-0,9ф' 169

Temeljenje

Temeljenje

181



Za posljednje vrste zabijenih šipova Bhusan (1982) preporučuje izraze ovisne o relativnoj gustoći ID, (jedn. 4.17.): K - t g S =0,18 + 0,0065/D i K = 0,50 + 0,008/D. (30.41.) Efektivni vertikalni napon ((j'v ) povećava se sa dubinom na maksimalne dubine £>'=(15-20)d, a poslije postaje konstantan (si. 30.38.-b). Ova kritična dubina ovisi o više faktora, kao što su npr.: ugao smicanja, zbijenost, relativna gustoća i si. Kod konzervativnog pristuba pretpostavlja se da iznosi: D'=15d. Vrijednosti ugla trenja između šipa i tla (б) ovisne o uglu smicanja (cp'), u različitim uslovima kontakta, dati su u tabeli 30.8. (Kulhawy, 1984).

170

Temeljenje

Temeljenje

181



Meyerhof (1976) je ustanovio da se srednja vrijednost jediničnog otpora trenjem - koeficijent trenja (fsr) za zabijene šipove sa velikim utiskivanjem može dobiti, također, i preko vrijednosti standardnog penetracionog otpora, kao:

(30.42.)

f s r (kN l m l ) = 2N ,

gdje je: N - srednja vrijednost standardnog penetracionog otpora - srednji broj udaraca. Za slabo utiskivane zabijene šipove isti autor preporučuje izraz: fJkN/m2) = N . (30.43.) Iz ovoga slijedi ukupna sila nošenja šipa po obimu: Q0=O'D-f„. (30.44.) b) Otpor trenjem u glini. Postoji više metoda za dobijanje jediničnog koeficijenta trenja, od kojih se navode tri metode (A, a i Р metode, (Вгаја, 1995):

to q KOEFICIJENT X

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

nedefinirana u ..н>1 vertikalni efektivni д, kohezijo (cu) nir, (6у) napon

20J 30 ~ 40 _E

o a. >to < 60 :z:

a SR* I 6 * 2C ) F

V

U

ГГЈ A 70

1) X metod: Vijayvergiya i Focht (1972) su zasnovali ovaj metod na pretpostavci da je istiskivanje tla usljed zabijanja šipa rezultat pasivnog bočnog pritiska na bilo kojoj dubini i da je jedinični srednji otpor trenjem: (30.45.)

Х=Л(а; + 2 с „ ) gdje je: <7V - srednji efektivni napon za čitavu utisnutu dužinu; c„- srednja veličina kohezije nedreniranog uzorka ((p=0); X- koeficijent ovisan o dubini utiskivanja (si. 30.39.a). Kod uslojenog tla (si. 30.39. - b) vrijednosti G\, i cn uzimaju se saglasno slici 30.39.-c i d, tj.: A l +A 2 +A 3 +K ,(30.46.) D D gdje je: Aj, A2, A3 ....površina dijagrama vertikalnih efektivnih napona, a ]С ГС , 3cu,.... kohezija nedreniranog tla u pojedinim slojevima DI, D2, D3....(sl. 30.39. b, C, Ш

Ukupna sila otpora po obimu šipa računa se iz izraza: QÔl>j\

И

(30.47.)

Temeljenje

183



80

Sl.30.39. Promjena koeficijenta A ovisno o dubini šipa (a), sa šemom otpora tla šipa u slojevitom tlu (b), kao i ovisnost kohezije cu o dubini (cj, te ovisnost vertikalnog napona ( (Ју } o dubini, sa površinama (At, A2, Aj) za uslojeno tlo, primjenljivo za A metodu (Broja, 1996; McClelland, 1974). 50

100

150 200 250 300 2

NEDRENIRANA VRIJEDNOST KOHEZIJE CU (KN/M

}

si30.40. Ovisnost kojeficijenta a o vrijednosti neđrenirane kohezije c u (Broja, 1995). 182

Temeljenje

183


Temeljenje

Temeljenje

183

_________________________________________________________________________


2)


a metod. Jedinični koeficijent otpora trenjem u glinenim tlima (fđ) prema ovoj metodi može se izraziti jednadžbom:

a-ca

(30.48.) fd = gdje je: a- empirijski adhezioni koeficijent, za koji je Američki institut za naftu (1984) preporučio ovisnost od kohezije (сц) dobivene nedreniranim postubkom (si. 30.40.). Za normalno konsolidiranu glinu (c„
Q0=±O-fa-Az,

=

Žac

(30.49.) u

-

O-Az

3) јЗ metod. Prilikom zabijanja šipa u zasićenu glinu porni pritisak u tlu oko šipa može da se poveća, do 6 puta vrijednosti c„. Međutim, poslije izvjesnog vremena nastubi disipacija pritiska, te se koeficijent trenja (fp) može determinisati na bazi efektivnog napona (c=0), tj.:

(30.50.)

f B =P-
4

OCR

- za

Prema ovim elementima, za normalno konsolidiranu glinu, jedinični koeficijent otpora trenjem bit će:

fp ={l-sm(p r )tg(p r -a'v, (30.51.)

a za prekonsolidiranu glinu:

fp=(l- (p r tg(p r sin

.

184

)

■ JOCR ■

a'Y

(30.52.)

Temeljenje

Temeljenje

174


_________________________________________________________________________

Uvrštavanjem ovih jednadžbi u šipa dobije se:___________________________

opšti

izraz

za

ukupnu

silu


otpora

po

obimu

(30.53.)

Qo=lO-f0-Az 30.6.2. PRORAČUN SILE SLOMA SIPA DINAMIČKIM IZRAZIMA

U praksi se susrećemo sa brojnim dinamičkim jednadžbama za proračun sile sloma šipa. U svijetu se veoma često koristi Janbuova jednadžba (1953), koja je provjerena uporedbom rezultata dobivenih na preko 100 šipova i ona će biti obrazložena. Sam proračun zasnovan je na poznatoj činjenici da malj težine (mase) W, ako pada sa visine H, dio potencijalne energije (W.H) iskorištava se za savladavanje otpora prodiranju šipa (s) u tlo koji nastaje na plastu (obimu) i na bazi šipa, a drugi dio za ostale otpore stroja, šipa i tla. Ako otpor prodiranju šipa pri dinamičkom opterećenju označimo sa Q, prodor pri jednom udaru s, a koeficijent rasipanja energije sa f, onda se može napisati izraz u obliku:

W H

-f

= Q s .

ili: V

(30.54.)

s J Na koeficijent / utječu mnogi nedovoljno poznati parametri koji zbog ovoga variraju u širokim granicama, te je dobiveni rezultat nesiguran. Inače se sile sloma dobivene statičkim i dinamičkim jednadžbama bitno razlikuju zbog čega dinamički izrazi ne mogu poslužiti izravno za ocjenu statičkog opterećenja. Kod proračuna sile sloma šipa dinamičkim izrazima treba voditi računa o vrsti tla, jer se prilikom zabijanja šipa stvaraju oko njega uslovi različiti u pijesku, rahlom pijesku, glini, zasićenoj glini i drugim tlima. Janbu (1953) je izrazio otpor prodiranja šipa u tlu jednadžbom u obliku:

184

Temeljenje

Temeljenje

175


Q

f

W- g - H s■k

Idjeje: W - masa malja (t); H - visina pada (cm); s - dubina utiskivanja šipa pri posljednjem udarcu malja (cm); D - dubina šipa (cm); Wj - težina šipa (kN); A - površina presjeka šipa (cm); E - modul elastičnosti za materijal šipa (kN/m ); g=9,8l£l0m/s2;

k„=cd i+Ji+yc

SI.30.41. Dijagram za određivanje koeficijenta k,„ u ovisnosti od parametra X i odnosa W/W (a), te dijagram specifičnog (b) i ukupnog (c) utroška energije po dubini (Nonveiller, 1981).

Temeljenje

186

Temeljenje

176


(30.55.)

(30.56.) C . =0,75 + 0,15

Temeljenje

186

Temeljenje

177


(30.57.) W■ v-H - D

A=

(30.58.) A-E-s' Koeficijent iskorištenja energije ku>l (jedn.30.56.) odnosi se na rasipanje energije, koja ovisi o karakteristikama stroja, šipa i tla. Ovaj koeficijent dat je na slici 30.41.-a u ovisnosti od izraza X (jedn.30.58.). Koeficijent Cd Janbu je odredio empirijski koristeći odnos između težine šipa (Wj) i mase malja (W.g). Uporedbom sila sloma dobivenih probnim opterećenjem i sila sloma proračunatih iz podataka o zabijanju raznih tipova šipova dobijen je izraz za koeficijent Cđ (jedn.30.57.). Prilikom zabijanja šipa evidentira se i utrošak energije na m 1 dubine (WgH) i ukupno potrošena energija za zabijeni šip (Z WgH). Ovi dijagrami su vrlo korisni za ocjenu raspona u kojem variraju otpori, zbog različite vrsta tla, te za procjenu sile sloma iz komparacije dijagrama zabijanja i sile sloma probno opterećenog šipa (si. 30.41.-b,c). Dopušteno opterećenje šipa bit će: Qf

WgH F

s

s

F

-*-K

Za ovaj dinamički obrazac generalno se preporučuje faktor sigurnosti između 4 i 5 (Braja, 1995). 30.6.3. PRORAČUN SILE SLOMA IZ PENE TRA CI ON IH OPITA U BUŠOTINAMA U poglavlju 9.1. opisane su metode mjerenja osobina tla u sondažnim bušotinama: (i) standardni dinamički penetracioni opit, (ii) statički penetracioni opit i (iii) krilna sonda za dobivanje čvrstoće na smicanje(T/). Na osnovu rezultata ispitivanja ovim metodama moguće je također izračunati sile sloma oko šipa. 30.6.3.1. Proračun baziran na standardnompenetracionom testu Standardni penetracioni test (SPT) je najčešći vid dinamičkog penetracionog sondiranja, kojim se dobiveni broj udaraca (N) dovodi u vezu sa parametrima čvrstoće na smicanje (c i cp), što je opisano u poglavlju 9.1.1. Na osnovu ovako dobivenih veličina c i ф mogu se proračunati sile sloma, odnosno nosivost šipa prema izrazima datim u tački 30.6.1. Jednadžbama 30.42. i 30.43. date su ovisnosti između srednjeg koeficijenta jediničnog otpora trenjem (fsr) i srednje vrijednosti standardnog penetracionog testa ( N ), na bazi čega je moguće proračunati ukupnu silu nošenja šipa po obimu (jedn.30.44,).

Temeljenje

186

Temeljenje

178


30. Temeljenje na Šipovima

Kompariranjem velikog broja rezultata ispitivanja geomehaničkih karakteristika tla sa rezultatima standardnog dinamičkog penetracionog testa (SPT), dobiveni su odnosi između ugla trenja (ф) 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 čvrstoće (c i ф), koeficijent bočnog pritiska (K) i napon sloma (qf), za nekoherentno (tabela 30.9.) i koherentno tlo. Za prenos sile trenjem uzimaju se u obzir samo oni slojevi koji pokazuju dovoljan otpor pri prodiranju (N), a nenosivi slojevi iznad uzimaju se samo kao opterećenje, čime se povećava nosivost vrha šipa. Dopuštena nosivost šipa dobija se dijeljenjem ukupne sile sloma sa koeficijentom sigurnosti (F s). Njegova veličina ovisi o vrsti tla, obimu ispitivanja, tačnosti metode ispitivanja i proračuna, karakteru objekta, itd. i uzima se od 2,0 do 4,0. Kod ove metode koristi se veći koeficijent sigurnosti, jer postubak daje približne

Ovisnost broja udaraca (N) i napona sloma (q0 Nekoherentno tlokoeficijent Knapon sloma q f (kN/m2)okruglaTabela zrna ,_____________________________________________ jednolične granulacijeK=0,46+0,067Nq =9, IONokrugla zrna, f 30.9. dobro granulirana ili oštra zrna jednolične granulacijeK=0,74+0,098N oštra zrna dobro granuliranaK=1,15+0,147N fini pijesak ili prašina u vodi " 'g =(68+4,5n)<9,8nopšti izraz za koeficijent KK=tg2(45°+(p/2)tg(p Za koherentno tlo:

rezultate i obično se kombinuje sa probnim opterećenjem šipa, koji daje pouzdanije rezultate. kohezija: c=6,l N (kN/m2); > (30.60.) >

napon sloma: qf=l 1,3 N (kN/m2).

Ukupna nosivost šipa (uQf) dobije se iz već poznatih izraza, za nosivost trenjem po obimu šipa (0Qf) i nosivost vrha šipa (vQf), tj.: uQ f = 0 Q f +vQf = D - O■ K■ Gv + q f ■ Av, (30.61.) uQf=D-0-Ktr-Z + qf-Av, za nekoherentno tlo i

i

Q f = D - 0 - c + qrAv. (30.62.) za koherentno tlo. K, qr i c ovise o broju udaraca (N) za koherentno i nekoherentno tlo, dok D (dubina šipa), O (obim šipa) i Av (poprečni presjek vrha šipa) imaju prijašnje značenje. u

30.6.3.2.Proračun zasnovan na statičkompenetracionom testu Statički penetracioni test, koji je opisan u tački 9.1.3., može se smatrati modelom za šip sa manjim presjekom. Ovaj opit daje podatke o otporu prodiranja šiljka си (kN/m2) i ukupnom otporu trenja po obimu uređaja Tc (kN). Rezultati ovih terenskih ispitivanja mogu se prenijeti na proračun sile sloma šipa (<2/) većeg presjeka (Av) do dubine (D) na kojoj je proveden penetracioni opit, tj.:

(kN),

(30.63.)

LJ______ s A

gdje je:

1

Ckd i Tc- otpor prodiranju šiljka i otpor na omotaču izmjerenim

penetracionim ispitivanjem na dubini D; Av,Ao i As- površine: presjeka šipa, obima šipa i obima penetracione

179

Temeljenje

Temeljenje

189



sonde. S obzirom da površina sloma dopire do dubine Zo=3d ispod vrha šipa, iz dijagrama ckd i Tc ovisno o dubini z (si. 9.6.-С i 30.42.-a) uzima se prosječna vrijednost cktl koja odgovara dubini z<^3d (si. 30.42.b i c). U Holandiji se koristi druga metoda, kojom se uzima srednji otpor šiljka na dubini 4d ispod vrha šipa Осм) i iznad vrha šipa 8d „ _•)■ Granična otpornost baze dobije se iz izraza (Meigh, 1987): „

- 1С«+2СИ

(3064)

2 Ako se rezultati statičkog penetracionog opita koriste za proračunavanje sile sloma šipa u koherentnom tlu, mora se reducirati sila na omotaču faktorom manjim od jedinice (Nonveiller, 1981). Linije см i Tr ovisno o dubini (z) otkrivaju i slojeve koji mogu izazvati negativno trenje (D;). Otpor ovih slojeva ( j T c ) treba odbiti od ukupnog otpora ( T j ) i dodati kao aktivnu silu (si. 30.42.-a).

180

Temeljenje

Temeljenje

189



Sl.30.42. Dijagram ovisnosti cu i Tc o dubini šipa, sa redukcijom otpora po obimu TC-,TC (a), površina sloma tla ispod šipa (b) i srednja vrijednost ch, (c). 30.6.3.3. Proračun baziran na ispitivanju krilnom sondom

Krilnom sondom dobije se profil (si. 9.8.) čvrstoće koherentnog tla na smicanje ( T f ), koje je u osnovi veći od otpornosti tla uz plašt šipa (jedn.30.8.i 30.10.). Uvrštavanjem redukovanog izraza T f - T { , sa а<1 u jednadžbu 30.10. dobit će se otpor po obimu šipa (oQf). Ustvari, krilna sonda daje otpornost kohezije c koherentnih slojeva, te se uvrštavanjem T, =c u jednadžbu 30.10. dobije otpor po obimu šipa. Otpor na bazi šipa dobije se pomoću izraza 30.15.,30.16. ili 30.28. sa mjerodavnom kohezijom c za zonu oko vrha šipa i uz ф=0. 30.6.4. PRORAČUN BAZIRAN NA PROBNOM OPTEREĆENJU ŠIPA U potpoglavlju 30.4. dati su načini i metode ispitivanja i provođenja probnog opterećenja, te interpretacija dobivenih rezultata na bazi kojih se dobije granična nosivost šipa (Q f). Kompletnije podatke o veličini i prenosu sile u tlo dobit će se na ispitnom šipu opremljenom instrumentima za mjerenje sila koje djeluju u raznim dubinama i u bazi šipa. Ako se mjeri sila (P) u bazi šipa (si. 30.27.), veličine sila na obodu šipa (iQo i iQo) bit će: l

Qo=Q + W1-P;

2

Q0=P + W2-QV,

a sila na vrhu šipa (Qv): 2 A) (30.65.) 1A0

<2v = P + W 2 - X Q 0 Značenje ovih oznaka dato je u potpoglavlju 30.4. Iz dijagrama ovisnosti opterećenja (Q) i slijeganja (s) ekstrapolira se sila sloma (Qf). Zbog nedovoljno tačnog određivanja sile sloma proisteklo je više metoda prikazivanja i interpretacije rezultata probnog opterećenja šipa. Jedna od tih metoda ilustrirana je na slici 30.32. Mastrontuomo (1973) je predložio interpretaciju opita probnog opterećenja na način da je pretpostavio hiperbolični odnos između sile Q i deformacije - slijeganja s, koja se mjeri pri probnom opterećenju šipa. Kad se šip optereti do sloma (Qf), Sleganje naglo raste pa se izraz za slom može napisati u obliku (Nonveiller, 1981): (30.66.) Sila sloma (Qf) jednaka je, dakle, recipročnoj vrijednosti konstante smjera b=tga, koja se dobije iz dijagrama ovisnosti s/Q i s, na bazi više tačaka, kroz koje se može povući pravac pod uglom а. Rezultati ispitivanja probnog opterećenja mogu se prikazati i četveroosovinskim dijagramom opterećenja, kao i kod opterećenja temelja (si. 9.9.-d).

181

Temeljenje

Temeljenje

191



30.6.5. ISKUSTVENE FORMULE I VRIJEDNOSTI ZA NOŠENJE POJEDINAČNOG ŠIPA Postoje mnogi izrazi za proračunavanje nošenja šipa, koji su dobiveni tokom njegovog zabijanja prije nego je dostigao determinisanu dubinu. Radi ovoga je razvijeno više dinamičkih jednadžbi, kojima se proračunava kritična nosivost (Qf) i predlaže koeficijent sigurnosti (F s), ili se eksplicitno daje dopuštena nosivost (QdoP) za određene uslove tla i vrstu šipa. U narednom izlaganju predočit će se više ovih izraza, poznatih u svjetskoj literaturi.

182

Temeljenje

Temeljenje

191

X Duboko-indirektno temeljenje________________________________________


30.6.5.1. Vrijednosti i izrazi prema DIN normama

792

Temeljenje

Temeljenje

183



(kN),

792

Temeljenje

Temeljenje

184



(30.67.) 4 O

Dopušteno opterećenje za zabijene drvene i armirano-betonske šipove din 4026zabijeni drveni šipovizabijeni aoniiano ln-lnn^ki kvadratnog presjekasipovidužina šipn u nosivomdopušteno Tabela 30.10. opterećenje u kn za promjer sipa (cm)dapusteno opterećenje u kn za presjeka а (cm)""stranicullu
) za nekoherentno tlo prema statičkom penetracionom opitu i za koherentno tlo (adhezija)

Dopušteno opterećenje (QjoP) za betonirane šipove na licu mjesta dinsipa 4014/1 u bušotirji opterećenje armiraniSpecifična i betonirani šipovi-prečnik nosivost Tabeladna 30.11. d (cm)dopusteno qdop(kn)prečnik Tabela ПШЛПШУ.. nekoheremthi tlo vrha šipa proširenog sipa d (cm)dopusteno opterećenje ................................................. ,din 4014/2 : 30.12. koherentno tloslijeganje в (om) ■ .specifična nosivost qd»(kn)302006030035 stope srpa ,0,
prema koheziji. 0,025 do 0,1 0,1 do 0,20 Dopušteno opterećenje iz tabela 30.10. i 30.11. može se0,025 koristiti je: 0,04 do 0,055 6o 10odo 2 2 do 5 >50 0,03 0,05 doako 0,04 > ukupna dužina šipa u tlu najmanje 5 m, od toga najmanje 3,0 m u nosivom (odnosno za šipove 10sloju do 15odo 2 2,50 2 dom7.5 >7,50 sa proširenim dnom); 0,045 0,075*zacu do 0,1 mn/m2 mogu se primijeniti testovi sa krilnom sondom, preko 0.1 mn/m se monoaksijuliii > relativna gustoća Dr (ili ID) nekoherentnog nosivog slojačvrstoće Dr> 0,4 una ravnomjernom tlu primjenjuje sa 2c u<3, odnosno opit pritisak.>150do2 do 10 >100 0,06 0,10 Dr>0,55 u neravnomjernom tlu sa cu>3 (cu=D6o/D10); > u koherentnom nosivom tlu sa indeksom konsistencije od Jcžl,00; > debljina nosećeg sloja ispod dna šipa dovoljno velika, tj. najmanje četverostruki prečnik stranice šipa, a ujedno najmanje dvostruka (iznimno 1,5-struka) širina konture opterećene površine u nivou dna grupe šipova. Vrijednosti iz tabele 30.10. (DIN 4026) mogu se povećati najviše za 25% ako se nosivi slojevi sastoje iz naročito otpornog nekoherentnog tla (Dr>0,5 kod c„<3,ili iz koherentnog tla polučvrste ili čvrste konstrukcije Јс>1. Dobro nosivo nekoherentno tlo određuje se otporom šiljka statičke penetracije između 10 i 15 MN/m2, a koherentno tlo sa indeksom konzistencije ЈС>1. Nosivost armirano-betonskih i betonskih šipova u bušotinama, prečnika preko 50 cm za tijelo šipa, odnosno preko 100 cm za stopu šipa, za dobro nosivo tlo može se odrediti prema jednačini: Specifična nosivost - trenje na obimu šipa ( T m ) data je u tabeli 30.13. shodno DIN normi 4014/2 i 4014/3. Vrijednosti u ovoj tabeli (tab.30.13.) za nekoherentno tlo važe za Sleganje šipa s>2cm. Za 02cm, a za s=l,0cm, T„ =0,015 MN/m2).

792

Temeljenje

Temeljenje

185


30. Temeljenje па Hipovima

30.6.5.2.Formule za proračun nosivosti šipa Iskustvene formule za proračun nosivosti šipa

Tabela 30.14.

red.

BK.formulaznačenje oznakaautor/instttucija1.Q W m -h 1 s + c sigurnosti f =6,0)w -težina malja(kn) h-visina pada malja (faktor s m s-prodiranje šipa pri jednom udaru (m) c=0,02s4m (1 in) za padajući malj c=0,00254m, za parni maliengineering news ! record(enr) (braja,1995).2.Q E m -H E S+C (fs=4,0-6,0)fcvstupanj korisnog djelovanja malja -jedno i dvostepeno djelovanje čekića е^=0,7-0,85 -dizel čekić е„=0,8-0,9 -padajući čekić e,„=o,7-0,9 he-energija čekića (knm) postoji u prospektima stroja s i c kao pod 1.enr (braja, 1995).3.n h-EW Uf S+C Wm + n2Ws wm + ws (fi=4,0-6,0)vmežina šipa (kn) n - koeficijent vođenja -čelični malj i betonski šip (bez kape): в=0,4-0,5 -drveni podmetač na čelični šip:n=0,3-0,4 -drveni šipovi: n=0.25-0,3 -c=0,00254m(0,l in) -ostala značenja kao pod I i 2.modifikovana enr (braja, 1995).4._ 1.25«, У/ S + C W m +n*W s (fs=6)oznake i veličine kao pod 3. c=0,00254 (m)michigan state highway commission, 1965.5.n E a .H g V 2ASES (fs=3-6)es-modul elastičnosti šipa (kn/m2) aj-površina presjeka šipa (m2) d-dužina -dubina šipa (m) ostale pod oznake i veličine kao i (braja,1995).6._ h w*w 1-4danska formula s . (fs=4-5)h i s u cm, w,„ i wj u kn. oznake i značenje kao u prethodnim obrascimabrixova jednadžba (kosti ć,1968).

186

Temeljenje

195

Temeljenje


o -

ml 1

_ W;

л- Л р

1.

(FS=6) 8. 0

s{wm+ws)

' wm+ws s (FS=3-4) 9.

И/

D

, U

2DW

«-h

V

Es-


Nastavak tabele 30.14. KAO U PRETHODNIM IZRAZIMA OZNAKE KAO U PRETHODNIM OBRASCIMA, HO-VISINA PADA MALJA PRI KOJOJ SE ŠIP NE POMJERA. DOBIJE SE PROBANJEM 2-3 VISINE PADA MALJA. D-DUŽINA ŠIPA AS-POVRŠINA PRESJEKA ŠIPA ES-MODUL ELASTIČNOSTI MATERIJALA ŠIPA OSTALE OZNAKE KAO I PRIJE.

HOLANDSKI OBRAZAC (KOSTIĆ,1968). HILEVEV (HAILLIEV) OBRAZAC , KORISTI SE U ENGLESKOJ I AMERICI (KOSTIĆ,1968).

REDTENBACHER-OV OBRAZAC , KORISTI SE U BELGIJI (KOSTIĆ,1968).

A s {W m +W š )_ 0V3-4) 10. 11.

(I •

\J

Qf = ——

1

VWS

4 Wh W m +Q,2 W. , 1 + --------- ----- ---------- - 1

nAs S Wni+W,

OZNAKE KAO I PRIJE.

PRIMJENJUJE SE U FRANCUSKOJ N-KOEFICIJENT KOJI ZAVISI GERSEVANOV OBRAZAC . OD ŠIPA PRIMJENJUJE SE U RUSIJI 2 I PODMETAČA. N=L ,0MN/M - (KOSTIĆ,1968). ZA DRVENE ŠIPOVE POBIJENE BEZ PODMETAČA ; N=0,8MN/M2-SA PODMETAČEM ; N=L,5MN/M2 ZA A.B. ŠIPOVE POBIJENE SA HRASTOVIM PODMETAČEM ; N=L ,0MN/M2SA PODMETAČEM OD JUTE

30.6.6. NOSIVOST ŠIPA TEMELJENOG N A STENSKOM MASIVU Proračun granične - specifične nosivosti šipa (q f) ovisi o tome da li je šip zabijen ili bušen na licu mjesta. 1) Zabijen! šipovi temeljeni na stenskom masivu zabijaju se u stijenski masiv koliko je moguće da bi se dobila maksimalna nosivost šipa. U čvrstim stijenskim masivima beznačajna je penetracija u stijenski masiv. U ovakvim slučajevima nosivost šipa vezana je čvrstoćom mjesta-rova oslanjanja vrha šipa kao stuba. Kada se šip zabija kroz glinu ili šljunak do čvrste stijene, proračun granične nosivosti vrši se na sigurnosno opterećenje materijala šipa u tački minimalnog presjeka. Šipovi zabijeni u slabiji stijenski masiv računaju se na nošenje trenjem po obimu šipa i na otpornost vrha šipa. Međutim, prilikom zabijanja slabiji stijenski masiv se razbija i oštećuje, te je trenje po obimu šipa moguće uzeti ne više nego kao daje sredina od rastresitog do srednje zbijenog šljunka. Nosivost vrha šipa u stenskom masivu sa otvorenim ili glinom zapunjenim pukotinama ne može biti veća od jednoaksijalne čvrstoće na pritisak sa nespriječenim bočnim širenjem intaktnog masiva. Ako su pukotine široke (veće od 60cm), ili su čvrsto zatvorene i ostaju zatvorene nakon zabijanja šipa, kritično specifično opterećenje (qf) može se proračunati iz izraza (Tomlinson i Boorman, 1995): (

lf=2N
KLASIFIKACUA

187

JEDNOAKSIJALNA ČVRSTOĆA NA PRITISAK Q„.F (MN/M)

Temeljenje

195

Temeljenje

X Duboko-indirektno temeljenje VRLO SLAB................. ISPOD 1,25 SLAB (KRHAK) .1,25-5,0 SREDNJE SLAB........... 5,0-12,5 SREDNJE ČVRST 12,5-50,0 ČVRST.................... 50,0-100,0 VRLO ČVRST.............. 100,0-200,0 EKSTREMNO ČVRST .PREKO 200 ..


.

Gdje je moguće ustanoviti parametre čvstoće na smicanje (c i ф) ispucalog stijenskog masiva u laboratoriji na velikim uzorcima ili "in situ", kritično opterećenje na vrhu šipa može se dobiti iz poznatog izraza (jedn. 30.14.Kulhawy i Goodman, 1980): qf=c-Nc+Y-D-Nq+Q,5-y-B-Nr, gdje je: c- kohezija stijenskog masiva;

(30.69.)

B-širina baze; D-dubina šipa baze ispod površine stijenskog masiva; у-efektivna jedinična težina stijenskog masiva; Nc, NY i Nq - faktori nosivosti ovisni o uglu smicanja ф; Ф - ugao smicanja masiva. Navedena jednadžba odnosi se na trakasto temeljenje, te se član c-N c treba pomnožiti sa faktorom 1,25 za kvadratni presjek šipa, ili 1,20 za kružni presjek šipa. Također se zadnji član u jednadžbi treba pomnožiti sa 0,8 ili 0,7 za kvadratne, odnosno kružne presjeke šipa. Teško je i skupo izvoditi ispitivanja stijenskog masiva u velikim razmjerama za dobivanje parametara c i ф, zbog čega se često koriste podaci iz literature. Kulhawy i Goodman, (1980. i 1987) dali su ove parametre ovisne o RQD (The Rock Quality of Destignation - Oznaka kvaliteta stijenskog masiva) faktoru i jednoaksijalnoj nespriječenoj čvrstoći na pritisak (q„f-tabela 30.15.). 2) Bušeni šipovi i betonirani na licu mjesta buše se u stijenski masiv jednim dijelom tako da se može računati, pored nosivosti na vrhu šipa, i na trenje po obimu na dubini bušenja u stijenski masiv. Način bušenja u masivu, kojim se formira prostor-rupa za šip, može da smanji nosivost šipa, što ovisi o tipu stijenskog masiva. Ovo se posebno odnosi na bušotine čije je zidove potrebno osigurati suspenzijama. Prema nekim autorima, otpor na trenje se ne smanjuje upotrebom bentonitske ili drage vrste suspenzije (tačka 30.6.1.), dok prema nekim ona može imati uticaja na nosivost (Tomlinson i Boorman, 1995). Naprimjer, za slabiji krečnjak ili laporac ne bi trebalo da granična nosivost na trenje iznosi više od 20 kN/m2. U čvrstim stijenskim masivima, gdje nije potrebno osiguranje zidova bušotine, trenje je znatno, jer su stijenke hrapave (bolje je perkusiono nego rotaciono bušenje). Beton će, u ovome slučaju, infiltrirati se u rupe i pukotine masiva tako da će ukupna čvrstoća na smicanje masiva biti razvijena u otpor trenja u bušotini masiva, koji će dati puno veću vrijednost od zabijenih šipova. Odnos dužine bušenja u stijenski masiv i dijametra šipa ima značajnu ulogu u veličini granične nosivosti šipa. Zbog ekonomičnosti ne treba bušiti dublje u masiv od potrebne pune otpornosti na trenje, o čemu postoje određene analize (Osterberg i Gill, 1989). Granična vrijednost otpora trenjem - koeficijent trenja u bušotini stijenskog masiva može se dobiti iz jednadžbe (Tomlinson i Boorman, 1995): /„ = а-/3 gdje je:

188

(30.70.)

Temeljenje

195

Temeljenje



a-

P-

objekta d lm)specifično trenje t m (mn/m3)koheiija c,» (mn/m2)adhezija na površini obima sipa tm (mn/m3)<5-0<0,025 nespr1jecena ČVRSTOĆA NA PRITISAK o^lkN/nč

189

Temeljenje

199 Temeljenje



E.

190

Temeljenje

199 Temeljenje



redukcioni faktor u bušotini stijenskog masiva ovisan o čvrstoći na pritisak sa nespriječenim bočnim širenjem qUf (si. 30.43.-a); korelacioni faktor u ovisnosti o diskontinuitetima u stenskom masivu i faktoru koncentracije (masivnosti - j) (si. 30.43.-b); odnos modula deformacija "in situ" i u laboratoriji na uzorku -intakt stijene.

® Pojedinačna slijeganja prezentirat će se korištenjem: (Boussinesqove) teorije (Nonveiller, 1981), fundamentalnih principa mehanike materijala, te sličnosti sa Sleganjem plitkih temelja (Braja, 1995; Tomlinson i Boorman, 1995). 1)

Definisanje slijeganja Sg. Prirast napona (A јГЈ02) od pojedinačnih sila (A iQoz), koji se preko obima šipa šipa (ADO na tlo, Busineskove jednadžbe (12.30.), a prema slici 30.44.-b,c:

VRI JEDNOST/3 1 /■ЈГ* lomova-R&D po miv, icestai.

3-25 25 50 50-75 7и0 bcmoc>is i5-e 8-5 0-2 5-10.2 ' MKS 15-0J 08-1.0\ \ 0.2 0« 0.6 0.8 lo FAKTOR KONCENTRACIJE j A W SfRIJEDNO / iST'\__ft ja granicadonja čvrsГ masiv granica\

prenosi

putem

odsječka

(30.72.) može se proračunati iz

-----

д ,e0 Д

/ a„z =iNBZ

,[

" ч 2 •/

lt,

D-

( D - D i + z f gdje je: INBZ-

Busineskov koeficijent raspodjele napona za ravnomjerno opterećenje u bazi šipa (jedn.12.31.); (OD - je redukcioni faktor dubine poluprostora opterećenog silama u dubini D ispod površine terena (dijagram na slici 30.44.-d).

Sve sile od i=0 do i=n (A |Q0) daju prirast napona (Д Z(J0) od:

(30.73.) oz Л zcr0 =_> i ° 1=0 Ukupno Sleganje u bazi šipa (s0) od sile na obodu šipa (A (Gn) bit će: _____^о.

191

Temeljenje

199 Temeljenje



■Az

192

Temeljenje

199 Temeljenje



(30.74.) Sl.30.43. Redukcioni faktor (a) ovisan o čvrstoći na pritisak intakt stijene (q uf) (a), te korelacioni faktor (fj) ovisan o učestalosti diskontinuiteta po m' (b).

Sleganje baze šipa izazvano silama trenja po obodu šipa (s 0) može se izraziti slično slijeganju plitkih temelja (jedn. 26.20.). tj. kao (Braja, 1995): 30.7. SLEGANJE POJEDINAČNOG SIPA

193

Temeljenje

199 Temeljenje



Qo

O-D

194

Temeljenje

199 Temeljenje



M,

195

V

Г

Temeljenje

199 Temeljenje



(30.75.) gdje je : Postoji više načina i izraza u literaturi za proračun slijeganja šipa. U osnovi, Sleganje šipa je rezultat deformacija tla i šipa koje nastaje zbog: slijeganja tla ispod baze šipa prouzrokovano dijelom sile koju šip prenosi preko obima šipa na tlo (s 0); > slijeganja tla ispod vrha šipa, radi povećanih napona, koje šip prenosi preko svoje baze na tlo (s v); > i> elastičnih deformacija šipa, čime nastaje njegovo skraćenje (ss). Ukupno Sleganje glave šipa (s) može se izraziti opštim izrazom: s = s0+sv+ss. (30.71.) O - obim šipa; d - promjer ili širina (B) šipa; Mt-modul deformacija tla ispod baze šipa;

(30.76.)

/0 =2 + 0,35-1— (Vesić, 1977)-empirijski odnos; V d Vesić (1977), predlaže jednostavan empirijski izraz za Sleganje s0: D- q v

196

Temeljenje

199 Temeljenje



gdje je:

197

Temeljenje

Temeljenje

201



C0 = 0,93 + (),\ 6Ј и / , Cv -empirijska konstanta;

'd Cv- koeficijenat ovisan o vrsti tla (tabela 30.16.); qv- granična jedinična otpornost šipa ispod njegove baze.

I <§>

198

®

Temeljenje

I©

Temeljenje

201



(D

199

Temeljenje

Temeljenje

201



2) Definisanje slijeganja sv. Korištenjem, također, Busineskove teorije za ravnomjerno opterećenje (q v) prema jednadžbama 12.27.-12.31. i oznakama na slici 30.44.-a, može se napisati izraz za povećani napon (Nonveiller, 1981): A z a v = z N v - q v -0) D . (30.78.) Sleganje Sv koje preko povećanog napona

prouzrokuje sila (A
na bazi šipa (Qv) modela elastičnosti tla

može ispod

se izraziti vrha šipa

REDUKCIONI fAKTOR DUBINE WD 0.50 0.60 0.70 1пu10°7—]D25Q80 OflO 1.0 9

т

o JL.

VS S

oAi

ч

ea

0.1 02! 0.3

гч1

ОАј 0.S 06 0.7

Н о o s 08 0.9

D

0.8 0.7

0J6

1

111l ODNOS a/b9100I

(zMv) shodno jednadžbi 13.18. u obliku:_______ Sl.30.44. Opterećeni šip sa silama, sa prirastom napona ispod baze šipa ( (T ) zbog sile Qv (a), raspodjela sile Q na silu po obimu (Q0) i vrhu (Q„) šipa (b), prirast napona (zOo) ispod baze šipa, kojemu je uzrok sila na obimu (Q 0) šipa (c), te dijagram za redukcioni dubinski faktor (o)D), koji predstavlja odnos između korekcionog slijeganja na dubini D (sD) i proračunatog slijeganja (s„) temelja na površini terena prema Foxu, 1948. (d). z

Т

-°А. a

Z

MV

r

Az

(30.79.) Modul stišljivosti tla (zMv) dobije se ispitivanjem koherentnog tla u edometru (potpoglavlju 7.). Kod ovoga mora se uzeti u obzir uticaj poremećenog uzorka prekonsolidirane ili normalno konsolidirane gline. Za koherentno tlo može poslužiti korelacija između modula elastičnosti (E) i penetracionog otpora određenog statičkom ili standardnom penetracionom sondom. (Poglavlje 9.).

200

Temeljenje

Temeljenje

201



Sleganje šipa (sv) usljed opterećenja na vrhu, može se iskazati preko izraza za Sleganje plitkih temelja (jedn.26.16.-26.-21.):

-(l- v 2K,

4

v

'

d

(

i

--2^

(30.80.)

M. gdje je: qv=Qv/Av-opterećenje vrha šipa; d - dijametar ili širina (B) šipa; M t- modul deformacija tla, ispod vrha šipa; v- Poasonov (Poissonov) koeficijent za tlo (tabela 26.9.); L- uticajni faktor, koji se u praksi koristi kao da je jednak Or (jedn.26.20.), dat na dijagramu slike 26.3.-b. Vesić (1977) predlaže poluempirijski izraz za Sleganje sv:

s v = ^ -------(30.81.) D-qv gdje je: qv- granična otpornost šipa ispod njegovog vrha; Cv- empirijski koeficijent ovisan o vrsti tla (tabela 30.16.). Ukupno Sleganje baze šipa izazvano pojedinačnim silama trenja na obodu šipa (Д jQ0) može se dobiti preko površine dijagrama dodatnih napona (F0), (si. 30.44.-c), u obliku (jedn. 13.11.):

Tipične vrijednosti koeficijenta C, Tabela (Vesić, 1977). Vrsta tla 1 Zabijeni šipoviBušeni šipoviPijesak 30.16. (gust do nezbijen)0,02 - 0,040,09-0,18Glina(kruta do mekana)0,02 0,030,03 - 0,06Prašina (gusta do nezbijena)0.03 - 0,050,09-0,12 (30.77.)

201

Temeljenje

Temeljenje

201



Sleganje koje prouzrokuje sila na bazi šipa (sv), također, se može proračunati iz površine dijagrama napona (Fv) ispod baze šipa (si. 30.44.-a) i modula deformacija tla, (jedn. 13.11.) tj.:

F,r Z

(30.82.)

MV

3) Definisanje deformacija

s$. Elastično skraćenje šipa, koje prouzrokuje sila. što se postepeno smanjuje od

дд.

glave do baze šipa, dobije se iz izraza (Nonveiller, 1981): (30.83.)

.E.-.A. 1

S

I

S

gdje je : jEr modul elastičnosti materijala šipa; iAg- poprečni presjek šipa. Drugi način defmisanja slijeganja s s moguć "je korištenjem osnovnih principa mehanike materijala, uvažavajući da se materijal šipa ponaša elastično te je (Braja 1995):

(a

+ Ш 0)О (30.84.)

Ar i Ab- poprečni presjek bušotine šipa i baze šipa; Eg - modul elastičnosti materijala šipa; Et - modul deformacija tla ili masiva; v - Poissonov koeficijent za tlo; B - širina šipa (ili d - promjer šipa); lp - uticajni faktor odnosa D/B. Za Poissonov koeficijent od 0-0,25 i D/B>5, I p se uzima 0,5, kada se posljednji izraz aproksimira sa 0,5Qv/B.Et. Prvi član predstavlja deformaciju šipa, odnosno ravnomjeran transfer opterećenja na bazu šipa. Međutim, distribucija nije ravnomjerna, jer se velik odnos sile prenosi trenjem u veće dubine.

30.8. IZVIJANJE SIPOVA U TLU Ako je stub opterećen silom Q, u sredini koja se suprotstavlja bočnoj deformaciji (у), diferencijalna jednadžba elastične linije može se napisati u obliku (Nonveiller, 1981): gdje je:

Qo

Qv, i D - kao u prijašnjim izrazima; As - poprečni presjek šipa; E5 - modul elastičnosti materijala šipa; £- ovisi o raspodjeli jediničnog trenja i za ravnomjernu ili paraboličnu raspodjelu iznosi: £=0,5, a za trokutastu raspodjelu ^=0,67 (Vesić, 1977).

(30.86.)

d x

Ukupno Sleganje šipa dobije se zbrajanjem navedenih pojedinačnih veličina. Slično navedenim izrazima, pojedini autori daju izraze za ukupno Sleganje glave šipa, koje se sastoji od elastične deformacije šipa i elasto-plastičnih deformacija tla ili stijenskog masiva ispod baze šipa, korištenjem izraza (Tomlinson i Boorman, 1995):

(Q0+2QV)D

7iQv b(i- V 2 )i 2Аг ■ E ,

4Ab

E,

gdje je:

dx gdje je:

202

Temeljenje

Temeljenje

203



kh - modul reakcije tla u horizontalnom smjeru (kN/m 3); B - širina, odnosno promjer (d) šipa (m); E - modul elastičnosti (kN/m 2); J - moment inercije (m4); Rješenje ove jednadžbe po sili (Q) bit će: „ , п2ЕЈ 1 k.dD2 D n' nl (30.87.) gdje je: d - promjer šipa;

D - slobodna dužina izvijanja šipa; n - neodređen broj;

к2ЕЈ _ D2 (Ojleru). ; QE - izvijanje vitkog stuba od elastičnog materijala prema Euieru

203

Temeljenje

Temeljenje

203


____-

____________________________________________________________

30. Temeljenje na tipovima

Uz uslov da je dužina izvijanja =0, dobije se iz jednadžbe 30.87, kritična u obliku:

(30.88.)

a minimalna sila izvijanja: (30.89.) Mnogo autora eksperimentalno je ispitivalo silu izvijanja modela šipova da dobije vezu između kohezije nedreniranog uzorka (c) i sile izvijanja (Q). Tako je Bergfelt (1957) ustanovio slijedeći odnos ovih veličina: Q •<10 (30.90.) -Jc- E- J gdje je kohezija (c) bila između 4 i 20 kN/m2. Sila Q bila je u granicama iz jednadžbe (30.90.) za 31 od 41 ispitanog modela, te se preporučuje upotreba ovoga izraza u praksi. Rezultati drugih autora uklapaju se u dato područje, izuzev vrlo male kohezije, kod koje je sila izvijanja jednaka Eulerovoj sili (Nonveiller, 1981). Rezultati dosadašnjih ispitivanja slažu se sa ernpirijsko-teoretskim izrazom (jedn.30.90.) i potvrđuju da relativno mala otpornost na smicanje tla (c) oko šipa znatno povećava silu izvijanja prema Eulerovoj sili slobodnog stuba. Nonveiller (1981) navodi primjer da se za idealizirani betonski šip dubine D=50,0 m, d=25 cm, vitkosti D/d=200, E=2107 kN/m2, J=l,9-10"* m, dobila sila sloma izvijanjem, prema jednadžbi (30.90.), ako je kohezija c=10 kN/m2, Qj=1950-1550 kN. Sila elastičnog izvijanja prema Eulerovom izrazu dobije se samo 15 kN, ili oko 120 puta manje od dobivene vrijednosti za minimalnu silu sloma sa kohezijom c=10 kN/m 2. Jednim od izraza za kritičnu nosivost (Oj) dobijena je vrijednost (c=10 kN/m2;(p=0, у=18,0 kN/m3, Ко=1,0) od 561kN, što čini 25% do 33% sile koja bi izazvala izvijanje. Iz ovih razmatranja može se zaključiti da u normalnim okolnostima ne treba računati na smanjenje sile sloma šipa usljed izvijanja. Ovo je razlog da se u proračunima nosivosti šipova obično ne računa njegovo izvijanje.

30.9. NOSIVOST I SLEGANJE GRUPE ŠIPOVA U mnogo slučajeva, a posebno ispod temelja sa većim opterećenjem, redovno se izvode grupe šipova, u različitim vrstama tla, ispod temeljnih traka, ili pojedinačnih temelja, sa različitim mogućnostima njihovog grupiranja (si. 25.6.). Nadglavne armirano-betonske ploče izvode se, također, različitih oblika (si. 30.18.), u ravni terena (si. 25.6.-a,b), iznad nivoa vode (si. 25.6.-c), ili ispod nivoa podzemne vode (si. 25.6.-d). Šipovi u grupi izvode se vertikalni, ili kosi (si. 25.6,-f) ili, što je čest slučaj, kombinovani vertikalni i kosi (si. 25.6.-e), radi prenošenja horizontalnih i kosih opterećenja. Kod velikih horizontalnih (ili kosih) opterećenja primjenjuju se kombinovano pritisnuti i zategnuti šipovi. Uopšteno je nosivost većeg broja šipova u grupi manja od zbira nosivosti iz grupe kao pojedinačnih šipova. Ukoliko je grupa šipova raspoređena na manjem odstojanju, tada se nosivost šipova u grupi znatno smanjuje prema nosivosti koja bi se dobila za pojedinačne šipove. Samo ako su šipovi oslonjeni na čvrstom nestišljivom sloju Sleganje grupe šipova jednako je pojedinačnom slijeganju šipa za isto opterećenje. S obzirom na različit tretman i proračun grupe šipova u odnosu na pojedinačne šipove, obrazložit će se njihovo ponašanje, Dimenzionisanje i Sleganje u koherentnom i nekoherentnom tlu. 30.9.1. PONAŠANJE GRUPE ŠIPOVA Ponašanje i determinisanje granične nosivosti grupe šipova je izuzetno komplikovano i još uvijek nedovoljno razjašnjeno. Ukupna sila koju grupa šipova prenosi na tlo može, u izvjesnim slučajevima, biti jednaka umnošku broja pojedinačnih šipova iz sile jednog šipa, ali je ta sila redovno manja.

204

Temeljenje

Temeljenje

204

____-


____________________________________________________________


Samostalan šip prenosi djelujuće opterećenje, koje se rasprostire u pravcu njegove osovine u tlo, dijelom trenjem do baze, a dijelom preko same baze šipa, izazivajući u tlu napone i deformacije. Intenziteti i rasprostiranje napona oko šipa ovisi o vrsti tla. U slučaju slabe nosivosti tla iznad vrha šipa oslonjenog na čvrsto tlo, odnosno u slučaju negativnog trenja, šip ne nosi po omotaču trenjem, već samo svojim vrhom, kao oslonjen šip. Isto se dešava i u slučaju poremećaja tla usljed zabijanja šipa, kada se tlo poslije zabijanja sliježe, te se raspodjela napona formira samo ispod baze šipa. Kada su šipovi zabijeni u grupi blizu jedan drugom, intenzitet i raspodjela napona se mijenja i drugačija je nego kod pojedinačnih šipova. Polja napona šipova u grupi se preklapaju i superponiraju, čime se reducira njihova granična nosivost i manja je od sume pojedinačnih šipova (si. 30.45.-a). Intenzitet i polje napona ispod jednog šipa manji su nego ispod cijele grupe, u kojoj dolazi do ovih preklapanja i sumiranja pojedinačnih u zajedničke linije raspodjele napona (si. 30.45.b i c). Zbog ovoga će se, uz jednako opterećenje svakog šipa, više slijegati cijela grupa šipova, nego što bi se slijegao jedan šip. Promjene napona ispod jednog šipa i grupe šipova, kao i ispod plitkog temeljenja, kratkih i dubokih šipova ilustrirane su na slici 30.46.

©

®

©

Sleganje, a može se smanjiti i moć nošenja šipova. Ovo se dešava zbog toga jer je tlo osjetljivo na poremećaje, koja se izazivaju zabijanjem šipova. Međutim, kod duboke grupe šipova naponi se transformišu u dublje i manje stišljivo tlo, a konzenkventno ovome nastaje i manje Sleganje konstrukcije (si. 30.46.-e).

Sl.30.45. Raspodjela napona oko šipova, u ravni, i ispod baze napona ispod: samostalnog šipa (a) i Sl.30.46. Promjena vertikalnih šipova: preklapanje linija napona oko grupe dva šipa (a), napon šipova (b), te uporedba distribucije napona ispod ispod baze jednog šipa (b) i raspodjelaplitkog naponatemelja, ispod grupe bez šipova (c), sa kratkim (d) i dubokim šipova sa jednakim silama opterećenja šipovima (c), gdje (e), je (1) i (2) stišljivoj glini, koja postaje čvršća i u mehko raspodjela napona šipova 1. i 2., amanje (J)+(2) je njihova stišljiva sa povećanjem dubine. sumarna raspodjela napona u bazi šipova. Promjena napona ispod pojedinačnog šipa odigrava se u relativno ograničenom poluprostoru tla oko i/ili ispod šipa, pa se i Sleganje prostire u užem području, što svakako ovisi o karakteristikama tla (si. 30.46.-a). Kod šipova u grupi raspodjela napona prostire se na veći poluprostor i obično dolazi do superpozicije napona po dubini, tako da se i Sleganje odvija na znatnom većem području (si. 30.46.-b). Iz ovoga slijedi da nosivost grupe šipova može biti znatno manja od sume nosivosti pojedinačnih šipova, također Sleganje je veće kod grupe šipova nego kod pojedinačnih šipova, pod istim opterećenjem, što ovisi o karakteristikama tla. U stišljivoj glini grupe šipova mogu imati povoljne i nepovoljne uticaje na raspodjelu napona u tlu i Sleganje. Upoređivanjem plitkog temeljenja (si. 30.46.-c) sa temeljenjem na kratkim šipovima (si. 30.46.-d), vidljivo je da u ovim uslovima kratki šipovi su lošije rješenje, nego ono bez njih. Praktički, u oba slučaja obuhvaćen je isti volumen stišljivog sloja sa istim naponima. Ustvari, grupa kratkih šipova može pokazati veća slijeganja, nego plitko temeljenje za vrijeme rekonsolidacije tla. U ovome slučaju temeljenje sa kratkom grupom šipova je skuplje, a u izvjesnim slučajevima može biti i štetno. Zabijanje kratkih šipova u tlu, čija stišljivost je veća u dubljim slojevima, štetno je, jer se njima povećava Procjenjuje se da su problemi stabilnosti grupe šipova u: (i) sposobnosti tla oko šipova, i ispod bloka grupe šipova da se odupru ukupnom opterećenju konstrukcije, i u (ii) efektu konsolidacije tla za razmatranu dubinu ispod grupe šipova. Pojedinačni šipovi, ovisno o načinu ugradnje, tj. da li su zabijeni, bušeni ili rađeni pomoću pritiska vode, izloženi su manjem uticaju ovih dvaju problema. Ovo je zbog toga što je kod pojedinačnog šipa zona delovanja tla izazvana metodom ugradnje šipa vrlo mala, u odnosu na vrlo veliku masu tla koja utječe na prenos vertikalnog opterećenja na tlo putem šipova u grupi. Sagiasno determinisanju granične nosivosti šipova u grupi i procjene neposredne konsolidacije Sleganjem grupe šipova, pretpostavlja se da je delovanje površine šipova slično kao kod plitkog sandučastog temeljenja i ovisno je o stepenu fleksibilnosti, odnosno krutosti nadglavnog sistema i same konstrukcije.

204

Temeljenje

Temeljenje

205


____-

____________________________________________________________


Pretpostavlja se prenos opterećenja putem trenja grupe šipova na tlo pod uglom 1:4 od vertikale, kako je to prikazano za neke slučajeve na slici 30,47. Zabijanjem šipova u nekoherentno tlo dovoljne stišljivosti, tlo se oko šipova sabija do najmanjeg odstojanja od tri dijametra šipa (3d). Na ovaj način se dobije velika zbijenost tla između šipova pa se šipovi sa tlom između njih ponašaju kao jedna cjelina. Tada se pod opterećenjem od konstrukcije javlja trenje između grupe ovih šipova i okolnog tla izvan grupe šipova. Ovo trenje predstavlja nosivost

204

Temeljenje

Temeljenje

206



ove grupe šipova trenjem po omotaču (f0). Ovo trenje grupe šipova po omotaču sabrano sa nosivošću šipova ispod njihove baze daje ukupnu nosivost grupe šipova. Zbog sabijanja tla zabijanje šipova vrši se od sredine prema vani u svim pravcima.

® qv

1Ч

4v H u m u

л

шшш

MEKANA' -GLINA

STIJEN SKI MASI

-e(xD-

■1/

ÔSNOVA EKVIVALENT A SANDUČASTOM TEMELJENJU

SI. 30.47. Prenos opterećenja na tlo sa grupe šipova: grupa šipova u tlu koji se opiru uglavnom trenjem (a), grupa šipova zabijena kroz mehke gline do kombinovanog tla od gusto zbijenog granuliranog materijala, koje nosi trenjem i na bazi šipa (b) i grupa šipova oslonjena na nestišljivi kruti sloj tla (e), (Tomlinson i Boorman, 1995).

Prema britanskim standardima zahtijeva se minimalni osovinski razmak šipova ne manje od obima šipa ili kod okruglih šipova minimum tri promjera šipa. Kod bušenih šipova osovinski razmaci mogu biti tolerantniji. Za mnoge inženjerske konstrukcije, primijenjeno opterećenje na grupu šipova računa se sa Sleganjem prije nego na nosivost grupe šipova, podijeljenih sa faktorom sigurnosti 2 ili 3 (Fs=2 ili 3). Ima slučajeva da u nekoherentnom tlu sabijenost tla dobivena zabijanjem šipova popušta u toku vremena usljed premještanja čestica tla. Zbog ovoga treba biti obazriv kod uzimanja u račun trenja po zajedničkom omotaču grupe šipova. Efekat zabijanja šipova u koherentno tlo (glina i prašina) je različit od zabijanja šipova u nekoherentno tlo. Šipovi zabijeni ili bušeni u grupi u osjetljive gline prouzrokuju poremećaje u tlu, što dovodi i do izdizanja tla kod zabijenih šipova. S vremenom rekonsolidovano tlo vraća se na originalnu osnovnu čvrstoću na smicanje. Ova rekonsolidacija tla prouzrokuje povlačenje šipa prema dolje, a ovaj efekat je obično malen kod zabijenih, a bez uticaja kod bušenih šipova. Za nosivost grupe šipova trenjem po omotaču u koherentnom tlu važna su, dakle, dva elementa:(i) Sleganje tla oko šipova i (ii) "negativno trenje" sa prekonsolidacijom tla koje se prouzrokuje Sleganjem tla. Sleganje je posljedica konsolidacije tlajli zabijanja šipova i potresa, koji se ovim izazivaju. Smatra se da je tlo poremećeno na jednoj polovici širine šipa izvan obima površine šipa, što treba kod proračuna uzeti u obzir. Šipovi u koherentnom tlu generalno djeluju trenjem, zbog čega odstojanje centara šipova ne smije biti manje od obima šipa koje se predlaže britanskim standardom. U praksi se uzima udaljenost centara 2,5d, a obično 3,0-3,5d (Braja, 1995). Ovakve promjene u tlu smanjuju veličinu trenja između šipova i tla. Sleganjem tla oko šipova izaziva se "negativno trenje", koje je naročito opasno za nosivost šipova zabijenih u glinovito stišljivo tlo, u kojem šipovi leže na vrhovima. U ovome slučaju mogu se šipovi ponašati kao "plivajući šipovi". Ovo nastuba zbog toga što ovakvi šipovi uglavnom nose trenjem po omotaču, koje se na ovaj način potpuno izgubi i nastubaju velika slijeganja. Za opterećenja upravna na os šipa veća je nosivost jednog šipa u grupi nego nosivost pojedinačnog šipa. Ovo dolazi zbog veće zbijenosti tla između šipova i mogućnosti prenošenja opterećenja na tlo ukliještenog između šipova. Isto tako, manji je nepovoljni uticaj ekscentričnog opterećenja na grupu šipova nego na pojedinačan šip. Razumljivo je da je i stabilnost temelja veća kod veće grupe šipova, a posebno kod stabilnosti pojedinačnog šipa, pri istom opterećenju za svaki šip.

207

Temeljenje

Temeljenje

209



30.9.2. NOSIVOST GRUPE ŠIPOVA Kao što je u prethodnoj tački navedeno, ukupna sila grupe šipova (Q g) može biti jednaka umnošku broja šipova (n.m) i sile jednog šipa (Q š), ali je obično manja. Da bi ukupni dio sile na obimu grupe šipova bio jednak zbroju otpora sila na obimu svih šipova, mora biti zadovoljen uslov (si.30.48.-a):

2(В + L)D = m - n - A0,

(30.91.)

gdje je: B i L širina, odnosno dužina grupe šipova; Ddubina šipova; m i n- broj šipova u svakom redu i broj redova u grupi šipova; Ao površina obima jednog šipa u nosećem sloju. Ukupna površina obima grupe šipova (gAn) raspoređenih na odstojanjima (/) prema slici 30.48.-a bit će: (30.92.) sAq = 2 (m + n - 2 ) - l - D . Po pola obima šipova na krajevima grupe šipova se zanemaruje. Ukupna sila koju grupa šipova može prenijeti po svome obimu bit će: Qg = t A f -

208

(30-93.)

Temeljenje

Temeljenje

209

X Duboko-indirektno temeljenje 30. Temeljenje na

šipovima

a ukupna sila koju pojedinačni šipovi promjera d prenose otporom na obimu šipa iznosi:

]Г(2?

= m-n-d-n-D-f.

(30.94.)

U literaturi postoje i drugi izrazi za koeficijent redukcije ( TI), kao što je npr.izraz Converse-Labarre (Chellis, 1961):

(n-i}n+(m-i)n 90m-

4 = 1-

n

L={m-1H

209

Temeljenje

Temeljenje

211


у

šipovima

(30.98.)

х -ф- "ф- "ф- "ф- -$©-! -ф- -ф- -ј- +ТФ©5

T

"Ф" "Ф" "Ф" "ф~ "^|К_) 'min = 2
»

d/2*^

-Bt-

Sl.30.48. Osnova grupe šipova (BxL), dijametra d, dubine D i na razmaku l i s (a), te šema dubokog temelja na grupi šipova (b).

Sila koju može preuzeti grupa šipova dobit će se množeći silu po obodu, dobivenu za pojedini šip, koeficijentom smanjenja koji se dobije iz izraza:

(т|),

Qs

_ 2{m + n - 2 ) l D f _ 2 ( m + n - 2 ) l (30.95.)

^Qš Za slučaj

Tf=

između šipova

m-n-d-n ■ D- f L

m-n-d-n

m-n-d-n n ,

m-

--------------г = 1,57----------------a

1,0 dobiva se minimalni razmak

(l^n)

u obliku:

(30.96.) Ovakav proračun moguće je provesti i za drugačiji raspored šipova u grupi. Kada su šipovi oslonjeni na čvrstu podlogu, sila grupe šipova jednaka je zbiru sila u svim pojedinačnim šipovima. Ni u ovome slučaju razmak između šipova ne smije biti manji od / =2d (si.30.48.-a). U proračunu se mogu uključiti i polovice šipova na uglovima grupe šipova, te bi jednadžba 30.95. poprimila oblik:

<2,

2(m

+ n - 2 ) l + 4d 1QS Гј = = —------------~ ---------. m-n-d-n Qg = ^ Q i ,

(30.97.)

i'=0

gdje je: n,m,d i 1, kao u prijašnjim izrazima; Qg- ukupna sila grupe šipova; Qr sila pojedinačnih šipova, određena proračunom dopuštene sile; \ј/ — tg ~l (d 11) - ugao u stepenima. Konačnu silu sloma za grupu šipova možemo proračunati kao i za masivni temelj jednake osnove (Terzaghi i Peck, 1967), šematski prikazane na slici 30.48.-b. Ukupna sila koja djeluje na tlo u bazi grupe šipova (Q„) može se odrediti iz

izraza:

1 (30.99.) Q u =Q + W p +W t - 2(B t +L t )D.f s

gdje je: Wp- težina temeljne ploče; Wr težina zapremine tla i šipova ispod temelja, do baze grupe šipova; fs - otpor na obimu bloka grupe šipova; Fs- koeficijent sigurnosti za trenje na obimu šipova, koji se odabira nisko, između 1,1 i 1,5. Napon sloma tla (qc) u dubini (D) ispod šipova računa se kao za duboki temelj (jedn. 14.57.), uz faktore nosivosti Nc, Nq i NT iz dijagrama 14.14. i sa koeficijentom f iz tabele 14.6.

210

Temeljenje

Temeljenje

211


šipovima

Na osnovu napona sloma izračuna se koeficijent sigurnosti (Fs) protiv sloma tla ispod baze šipova:

B L F

'

4s

'

(30.100.)

Koeficijent sigurnosti za slom tla ispod baze šipova ne smije biti manji od 2,5 do 3,0, a mora biti veći ako su podaci o tlu nepouzdani. U literaturi postoje i izrazi za graničnu nosivost grupe šipova, tretirajući ih kao blok, sa čvrstoćom na smicanje po obimu i ispod grupe šipova. Granična ukupna nosivost u u ovome slučaju izražava se u obliku (Tomlinson i Boorman, 1995):

( Qr)

211

Temeljenje

Temeljenje

211



(30.101.)

Sl.30.50. Ponašanje grupe šipova sa nisko (a) i visoko (b) postavljenom nadglavnom pločom u ovisnosti srednjeg koeficijenta trenja (fs) i slijeganja (s) (Lin i dr.,1985).

Sl.30.49. Promjena grupnog koeficijenta (rj) o odnosu l/d (razmak/promjer) za glinu (a) i to: Converse - Labarre jedn.30.98. (lj, slobodno stojeća grupa (2) i grupa šipova sa nadglavnom kapom (3) (Brand i dr.,1972), te rezultati modelskog ispitivanja grupnog koeficijenta u zbijenom pijesku (b), (Braja,1995). U Q } = 2 D ( B + L)č + l , 3 - c - N c - B - L gdje je: D, B i L, kao u jedn. 30.91.; C - srednja kohezija glinovitog tla oko grupe šipova; c - kohezija glinovitog tla ispod grupe šipova; Nc- faktor nosivosti kohezije, koja se dobije iz Brinch Hansenovih dijagrama nosivosti tla. Mnogi autori upoređivali su rezultate ispitivanja "in situ", ili u laboratoriji, sa teoretskom veličinom koeficijenta grupnog delovanja (r|) dobivenog prema izrazima 30.97. i 30.98. Brand i dr. (1972) ispitivali su "in situ" grupu šipova u glini, bez nadglavne konstrukcije i sa njom i uporedili dobiveni koeficijent grupe (r)) sa teoretski dobivenim prema jednadžbi 30.98.(si.30.49.-a). Iz provedenog ispitivanja vidljivo je da je т|>1 za odnos l/d>2 i daje ovaj odnos veći kod šipova sa nadglavnom konstrukcijom. Iz ovih ispitivanja može se zaključiti: a) Za zabijenu grupu šipova u pješčanom tlu / >3d može se uzeti daje Q g=SQj,. što uključuje trenje po obimu i nosivost u bazi pojedinačnih šipova. b) Kod bušene grupe šipova u pijesku sa konvencionalnim odstojanjem (l s3d), Qg može se uzeti da iznosi 2/33/4 od __Q5, što uključuje trenje po obimu i nosivost u bazi samostalnih šipova. Grupa šipova u glini može se definisati i na slijedeći način:

YJ Q š = n - m ( Q 0 + Q v ) ,

(30.102.)

a iz jednadžbe 30.49. nosivost po obodu šipa (Qo) i iz jednadžbe 30.28. nosivost u bazi šipa (Qv) je: Laboratorijska ispitivanja grupe šipova u pijesku ukazuju daje koeficijent grupe (r|) veći od jedan (si.30.49.-b). Razlog ovome je zbijanje pijeska za vrijeme zabijanja šipova (Braja, 1995). Lin i dr. (1985) ispitali su "in situ" 58 šipova u grupi i 23 pojedinačna šipa u pijesku (Braja, 1995). Na slici 30.50. prikazani su rezultati grupe šipova 3x3 sa nisko (a) i visoko (b) postavljenom nadglavnom pločom u ovisnosti od slijeganja (s) sa srednjim otporom trenja (fs). 212

Temeljenje

Temeljenje

213



Q0=â-cu-O-Az, Qv=9-cu-Av te je ukupna sila pojedinačnih šipova: D

■ O A z + 9 - c • A.,

213

Temeljenje

Temeljenje

213



(30.103.)

(30.104.)

214

Temeljenje

Temeljenje

213


X Duboko-indirektno temeljenje Nosivost grupe šipova bit će:

215

Temeljenje

Temeljenje

215



(30.105.)

216

Temeljenje

Temeljenje

215


X Duboko-indirektno temeljenje Prirast napona u dubini z ispod baze šipa K usljed opterećenja silama (i Qv ) na bazi šipova od L=l do N dobit će se iz izraza (jedn.12.27.-12.31., te jedn. 30.78.): Grupni koeficijent (TI) uzima se prema izrazima 30.97. ili 30.98., ili se, ovisno o vrsti tla, uzima rj=l, odnosno т]=2/3 - 3/4.

217

Temeljenje

Temeljenje

215



(30.107.) U o v o m e iz ra z u je : 30.9.3. SLEGANJE GRUPE SIPOVA Proračun slijeganja temelja na grupi šipova je znatno složeniji nego proračun slijeganja temelja direktno oslonjenih na tlo u malim dubinama. Proračun se zasniva, u osnovi, na slijeganju pojedinačnih šipova (tačka 30.7.) ili na slijeganju plitkih temelja. Ukupna sila koju može preuzeti grupa šipova najčešće se bazira na slijeganju grupe šipova, a ovo je ujedno i ukupno Sleganje temelja konstrukcije. Ono nastaje kao rezultat: (i) elastične deformacije-skraćenja šipova i (ii) slijeganja tla ispod baze grupe šipova. Sile koje grupe šipova prenose preko obima (Qo) i vrha (Q v) šipova izazivaju napone u tlu ispod baze šipova kao i njihovo Sleganje. Na slici 30.44. šematski je prikazana raspodjela napona ispod vrha šipa prouzrokovana silom na obimu (sl.30.44.-c) i vrhu (sl.30.44.-a) šipa. Za svaki inkrement šipa dužine ADpD/n, u tački / nađemo prirast sile na obimu dijela šipa (A iQ 0), iz dijagrama sila otpora tla po obimu šipa ( zQo)Pretpostavljamo da inkrementna sila (A |Q 0) djeluje u polovici visine dijela šipa, za koju izračunamo dodatni napon u dubini z (A ZG0) ispod baze šipa pomoću Bousinesqove jednadžbe (jedn. 12. 30.). Ovaj dio sile izaziva rast napona ispod svih drugih šipova u grupi (od l...K...L...do N), koji se računaju također po Bousinesqovom rješenju. Prirast napona u dubini z ispod baze šipa K , zbog uticaja dijela sile A; Q^ na obimu svih šipova L=l do N, dobit će se iz jednadžbe (12.30.) u obliku: A

N i=n

П1

(30.106.) gdje je: . JVgZ -Bousineqov koeficijent raspodjele napona (jedn. 12.30.), u dubini г,

<2

L

ispod baze šipa K zbog opterećenja silom A , 0 , na dubini šipa i , a na šipu L, jednadžbi 30.72. (jW ). ; /VgZ - koeficijent raspodjele napona od šipa L, pod sipom K, u dubini z ispod

FFLJ-

kao u

D

baze šipova, a q^ opterećenje na vrhu šipa L. Sleganje baze šipa K bit će (si.30.44.):_________

= 2

л.

(30.108.) Аг ZMV

uključujući i elastično skraćenje šipa 2=0

a ukupno Sleganje glave šipa K, (jedn.30.83.), bit će: (30.109.) Dobiveni izrazi se mogu jednostavno programirati za računarsku obradu podataka, što se automatski dobiva Sleganjem svake glave šipa u grupi. Za praksu je dovoljno tačno ako se Sleganje računa sa opterećenjem temelja u ravni vrhova šipova. Ako je grupa šipova povezana krutom pločom ili objektom, Sleganje se računa u karakterističnim tačkama za silu koja se prenese na vrhove šipova, a po teoriji stišljivosti, slijeganja i konsolidacije temelja.

218

Temeljenje

Temeljenje

215


X Duboko-indirektno temeljenje Kada su šipovi povezani krutom nadglavnom konstrukcijom, temelj će se jednako slijegati u svim tačkama. Zbog ovoga nastaće preraspodjela opterećenja između šipova, s tim da će ono biti koncentrisano na uglovima i uz rubove nadglavne konstrukcije. Ovakvo ponašanje slično je opterećenom krutom temelju, jer kod ovakvog temelja dolazi do koncentracije napona na ivicama konstrukcije, te se proračun provodi kao za kruti temelj. Na osnovu komparativnih proračuna i opažanja raznih grupa i pojedinačnih šipova zabijenih u pjeskovito tlo izradio je Norveški geotehničkš institut odnose između slijeganja grupe šipova (s g) i jednog šipa (si) (si.30.51.-a). Iz dijagrama je, uz poznatu širinu grupe temelja (B) i poznato dopušteno Sleganje grupe šipova odnosno temelja za odgovarajuću građevinu, moguće izračunati odnos (a) između slijeganja grupe (s g) i jednog šipa (si) tj:

odnosno:

sl

(30.110.) S,

a

Na ovaj način se, uz poznato dopušteno Sleganje temelja, može dobiti Sleganje jednog šipa (S]). Obično se raznim opterećenjem crta dijagram odnosa

219

Temeljenje

Temeljenje

215


X Duboko-indirektno temeljenje Q/s za pojedinačni šip, te se za slijeganje s, može naći dopuštena sila Qj (sl.30.52.-b). Na bazi ove sile (Oj) i poznato opterećenje grupe šipova (Qg) može se dobiti potreban broj šipova koji treba da preuzme silu temelja, iz izraza:

.77 з <у^;У, '• sloj (з). г

0

: . /3 Z =Dl/2;Z2=DitD2/2;

ŠIRINA GRUPE ŠIPOVA (m) Sl.30.5J. Ovisnost između slijeganja grupe šipova i pojedinačnog šipa, prema studiji NGI: odnos (a) između slijeganja grupe šipova (sj i pojedinačnog (s/) šipa o širini (B) grupe šipova (a) i dijagram probnog opterećenja jednog šipa u grupi (b).

Konsolidaciono Sleganje grupe šipova u glinovitom tlu može se približno proračunati korištenjem metode distribucije napona u tlu u odnosu 2:1 (V.S), kako je skicirano na slici 30.52., za različite karakteristike slojeva gline. Pretpostavlja se rasprostiranje opterećenja (Q) počev od 2/3 D od glave šipova (z=0), kao dato na slici 30.52. Opterećenje se širi pod nagibom 2:1, te se proračun povećanja napona (Aoi) usljed sile Q, u sredini svakog sloja (z;) može izračunati iz izraza: Q ------------' --------t (30.112.) Аст _

stoje

gdje je: Lg i Bg - dužina, odnosno širina grupe šipova; - rastojanje od z=0 do sredine i-tog sloja. Proračun slijeganja svakog sloja gline (Asi) prouzrokovano povećanjem napona (Ao vrši se na bazi poznatog izraza: Г A Л As,

Zi

"i)

(зо.пз.)

K STIJENSKI MASIV

SI.30.52. Sleganje grupe šipova sa šemom rasprostiranja opterećenja. gdje je:

i-ei)

ДЈ

јДе- promjena koeficijenta poroznosti (ei+ usljed povećanja napona ( Г Ј) u sloju i (poglavlje 4. i 7.); eo - početni koeficijent poroznosti prije izgradnje; hi - debljina sloja i. Ukupno Sleganje grupe šipova bit će: А

^ =__Av

(30.114.) U literaturi postoje različiti aproksimativni izrazi za Sleganje grupe šipova, kao što su: a) prema Vesiću

(1969):

(30.115.) gdje je: Bg i d kao u prijašnjim izrazima;

276

Temeljenje

Temeljenje

220


X Duboko-indirektno temeljenje Si - elastično Sleganje svakog pojedinačnog šipa (vidjeti potpoglavlje 30.7.) b) prema Meverhofu (1976), za slučaj zabijanja grupe šipova u pijesak i šljunak:

0,92^(5 if1 g

—,

276

(30.116.)

N.

Temeljenje

Temeljenje

221



gdje je: (30.119.) LB S g Ncor- srednje korigovani broj udaraca kod standardnog penetracionog testa, na mjestu slijeganja (~Bg ispod vrha šipa); -1 _ ZV 1= 1—

^ 0=5 - uticajni faktor;

Lg, Bg i D, c) slično prethodnom, Sleganje grupe prodiranja šiljka (CPT-test):__________

kao šipova

u može

se

prijašnjim dobiti iz odnosa

izrazima, otpornosti

(30.117.) gdje je: CM-

srednja veličina prodiranja šiljka dobivenog ispitivanjem statičkom penetracijom.

30.9.4. EKSCENTRIČNO OPTEREĆENA GRUPA ŠIPOVA Kod ekscentrično opterećene grupe šipova, silom Q, svaki šip prenosi različitu veličinu sile na tlo (sl.3Q.53.). Distribucija sila u šipovima ovisi o krutosti, odnosno elastičnosti nadgiavne konstrukcije, kao i o karakteristikama tla i njegovoj deformabiinosti. Sistem formiran od nadgiavne ploče (ili grede) šipova i tla višestruko je statički neodređen, pa se obično rješava kao elastična ploča ili greda na stišljivom tlu. Proračun nosivosti grupe šipova ipak se pojednostavljuje i za praksu se zadovoljavamo linearnom raspodelom sila u šipovima, koristeći uslove ravnoteže, kao što se to čini za raspodjelu napona na tlo ispod plitkih temelja. Moment inercije oko osi у, za jednosmjerni ekscentricitet grupe šipova od n šipova u m redova, bit će (sl.30.53.-a):

/ = i

X o +1 J

i

m,n

>-А5

n

-х? = m - A s

J^ x f .

n

(30.118.)

i

Prvi izraz za vlastiti moment inercije svih šipova može se zanemariti m.n

^ /„ = 0, jer je malen s obzirom na veličinu drugog izraza. i

Sila u /-tom šipu, za temelj sa m redova po n šipova bit će:

Sl.30.53. Šematski prikaz raspodjele sile na šipove u grupi: jednosmjeran (a) i dvosmjeran (b) ekscentricitet ukupne sile (Q).

222

Temeljenje

Temeljenje

219



Analogno ovome, za pravougaoni temelj udaljenost jezgra (i^) od težišta grupe šipova dobit će se iz uslova Qj=0, kada je ex=ik, iz čega se dobiva (Nonveiller, 1981): h=

(30.120.) n■L Za slučaj ekscentriciteta u oba pravca (si.30.53.-b) sila u šipu i s obzirom na težište grupe šipova, dobije se na prethodni analogan način i bit će: r

■

(30.121.)

U ovim izrazima n je broj šipova u pravcu ose х, a m broj redova u pravcu у, a xt, odnosno у, su udaljenosti šipova po osi х, odnosno osi у.

223

Temeljenje

Temeljenje

219



Sl.30.54. Krut šip opterećen horizontalnom silom (H): šema deformacije šipa (a), raspodjela napona šipa po fazama opterećenja do sloma tla (b), (Terzaghi, 1943). 30.10. HORIZONTALNO OPTEREĆENI ŠIPOVI (30.125. Temelji na vertikalnim šipovima često treba da preuzmu, pored vertikalnog stalnog opterećenja, i horizontalna opterećenja od vjetra, pritiska vode ili tla, seizmičkih sila, ili drugih horizontalnih opterećenja, koja povremeno djeluju na konstrukciju. Kada je horizontalna komponenta opterećenja na šipove mala u odnosu na vertikalno opterećenje, moguće je nju preuzeti vertikalnim šipovima. Postoji više metoda za iznalaženje kritičnog opterećenja, momenta savijanja i deformacija horizontalno (i/ili sa momentom) opterećenih šipova. Najčešće se proračuni zasnivaju na VVinklerovom poluprostoru, prema kojem je napon ( P Z ) u svakoj tački linearno proporcionalan deformacijama ( X J , tj.: p(z)=k-xz, (30.122.) gdje je k (kN/m3) modul reakcije tla. Pored ove teorije obrazložit će se i Brinch Hansenova metoda proračuna.

)

(30.126.

)

30.10.1. POJEDINAČNI ŠIP OPTEREĆEN HORIZONTALNOM SILOM Ako šip opteretimo u vrhu horizontalnom silom (H), njegova će se os rotirati oko jedne tačke (2 0), te će nastati horizontalan pomak veličine Xi u gornjem dijelu šipa i x 2 u donjem, ali u suprotnom smjeru (sl.30.54.-a). Za relativno male horizontalne sile naponi u dubini z (pz) biti će linearno ovisni o deformacijama (хг) i modulu horizontalne reakcije tla (mh) i računaju se prema izrazu: pz=mh-xz-z = kh-xz. (30.123.) Iz uslova ravnoteže dobila bi se, linearnom deformacijom osi šipa, parabolična raspodjela napona (рг) po dubini, kako je skicirano na slici 30.54.-b. Povećanjem sile H raste i pomjeranje х, do kritične veličine, a napon u dubini z se može izraziti u obliku: P Z =Y - z { K P ~ K A ) , (30.124.) gdje su Кр i Ka koeficijenti pasivnog otpora i aktivnog pritiska tla. Daljnjim povećanjem horizontalne sile (H) naponi će u sve većoj dubini rasti do kritične granične veličine po pravcu a - d (sl.30.54. -b). Od tačke di napon sa dubinom opada na lijevoj i ovećava se na desnoj strani šipa. Kada reakcija tla dostigne punu vrijednost pasivnog otpora tla (pD), nastuba slom šipa, a raspodjela napona bit će tada linearna između tačaka/i dj . Tada će biti maksimalni napon: D = Y - D { K P - K A ) , a maksimalna sila pri kojoj nastuba slom:________

P

H{=^{pDD- 2 P D-Dx)B gdje je: B širina šipa, ili d, promjer šipa. Iz ravnoteže momenta može se napisati jednadžba: 2\

D

Hf(D + v)-

1 220

D2

1 Temeljenje

Temeljenje

224


2

РП

з

^Р О


з

Iz jednadžbi 30.126. i 30.127. može se eliminisati nepoznata dubina Dj., i pronaći granična sila (Hf), iz kvadratne jednadžbe: (30.128.)

Dopušteno opterećenje horizontalnom silom određuje se obično na bazi dopuštenog horizontalnog pomaka (sdop). Uobičajeno je da se uzima 1,0 cm, ukoliko konstrukcija objekta ne postavlja neke posebne uslove. Ukoliko je savitljiv šip, njegova će se os savijati u sinusoidnom obliku, koja ovisi o dubini i savitljivosti šipa. Radi pojednostavljenja Pretpostavlja se

220

Temeljenje

Temeljenje

225


_______________________i________________________________________________________________


upetost šipa, na dubini D„ između dvije tačke, za koju postoje izrazi (Terzaghi, 1943). Dominantnu ulogu u interakciji šip - tlo ima krutost šipa. Ona utječe na stepen i oblik deformacije i determiniše da li će mehanizam sloma nastubiti zbog rotacije, translacije ili savijanja. Brinch Hansenova metoda (1961) može se koristiti za proračun granične otpornosti kratkih šipova. Metoda je jednostavna i primjenjljiva, kako za nekoherentna, tako i za koherentna tla, u ravnomjernom ili uslojenom tlu. Otpornost na rotiranje šipa oko tačke Zo (sl.30.55.-a) data je preko sume momenta otpornosti tla iznad i ispod ove tačke. Dijagram pasivnog otpora tla podijeljen je u n horizontalnih elemenata (D/n). Jedinični pasivni otpor svakog elementa (dzj) na dubini z, ispod površine terena dat je izrazom: (30.129.) gdje je: Po- efektivni pritisak tla iznad dubine z; ckohezija na dubini z; Kq- koeficijent pasivnog otpora za komponentu trenja tla na dubini z; Kc- koeficijent pasivnog otpora za komponentu kohezije tla na dubini z. Brinš Hansen (Brinch Hansen, 1961) ustanovio je vrijednosti K, i Kc u ovisnosti od ugla ф, dubine z i širine B šipa (ili promjera d) u pravcu rotacije (sl.30.56.). Р-=Љ-г

К

а+

С

\

К

с>

2

2

z

®

®

©

®

Pasivni otpor svakog horizontalnog elementa je: BD,, y,-=Pz{

(30.130.)

a ukupni moment svakog elementa oko tačke Zp bit će: lM = г=0

fP z ® ( e

+ z

)B - f p z ° ( e

"

П

+ z )B

(30.131.)

759 272

11 8 61 .4 | 35

2 0 1 S 10 15 20 ODNOS Z/B

20

♦=45*. —y.~..

<0>. ,35—

\ ЈЗа — 1,25' — -20* _15— «-10"— 5-— > 0*

0

5

10

15 ODNOS z/B

Sl.30.56. Brinš Hansenovi (Brinch Hansen, 1961) koeficijenti pasivnog otpora tla K q (a) , Kc(b).

222

Temeljenje

Temeljenje

226


_______________________i________________________________________________________________


Sl.30.55. Proračun bočne otpornosti kratkih šipova prema metodi Brinch Hansena (1961): slobodna glava šipa (a), fiksirana glava šipa (b), dijagram smicanja (c) i dijagram, momenta (d) (Tomlinson i Boorman, 1995). Tačka rotacije Zo bit će izabrana korektno kada je __M=0, tj. kada su pasivni otpori iznad i ispod tačke rotacije jednaki. Ako je na glavi šipa 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 šipa fiksirana protiv rotacije, ekvivalentna visina ex iznad terena, gdje sila H djeluje na šip kao da je slobodna glava šipa, dobije se iz izraza (sl.30.55.-b):

е^Џе + Zj).

(30.132.) Dubina Zf u prvoj fazi nije poznata i pretpostavlja se da djeluje na dubinu od 1,5 m, kod čvrsto granuliranog tla, ili čvrste gline i 3,0 m za mehke gline, ili prašinu. Dubina centra rotacije (Zo) dobije se iz jednadžbe 30.131., a granična otpornost šipa H u, može se dobiti ako se postavi suma momenta oko tačke rotacije, tj-:

222

Temeljenje

Temeljenje

227



£

Pz-B(z0-z)+

pz-B(z-z0)

(30.133.)

Konačno se preračunaju smičuće sile (sl.30.55.-c) i momenti savijanja (sl.30.55.-d). Na mjestu smičuće sile T=0, nalazi se maksimalni moment otpora šipa (Мцшх). Primjenom koeficijenata sigurnosti dobije se dopuštena horizontalna sila koja može da djeluje na šip. Brinch Hansenova metoda može se primjeniti i za uslojeno tlo, samo treba uzimati dubinu z, za dobivanje K,, i K. za svaki sloj posebno (Tomlinson i Boorman, 1995). Deformacija - pomjeranje šipa u glavi može se približno proračunati za radno opterećenje kao da djeluje na konzoli, uzimajući tačku virtualnog fiksiranja za okretanje ( sl.30.55.), tj.:

3E

I \2EI H(e +

Z f

)

ugibanje za slobodnu glavu šipa: ti) =

у

(30.134.)

ugibanje fiksirane glave šipa: ti) ■ gdje je: E - modul elastičnosti materijala šipa, a /- moment inercije presjeka šipa. a) tri uslova ravnoteže, u ravni temeljne ploče: 1.]Г tf; cos a,. = H ; 2.

3

sina; = 0 ; Н > (xi

-X

cos a

i

+

Vi

sin a

i)

=

M

^

(ukoliko djeluje i moment,u protivnom izraz je jednak

nuli); b)

odnose između sile H, i 5t ovisne o osobinama da i šipa i:

c)

geometrijske odnose između : 6i, Гј, Ш; i položaja tačke rotacije S; 5. б1 = rt - 0) п

6- Г. = ^ [ ( x i + X s ) 2 + ( y i + y j \ ;

X, - X, J i.tga, = -

228

yt - y ,

Temeljenje

225 Temeljenje



(30.135.) 30.10.2. PRINCIPI PRORAČUNA GRUPE SIPOVA Promatrajmo grupu šipova sa krutom nadglavnom pločom opterećenom horizontalnom silom H (sl.30.57.). Koordinatni sistem postavi se tako da smjer osi bude u pravcu delovanja sile H. Pozitivan smjer osi х je u pravcu delovanja sile H, a negativno u suprotnom smjeru u odnosu na postavljeni koordinatni sistem, (si.30.57.-b). Tlo oko šipova može imati različite karakteristike, a šipovi mogu imati različitu dužinu (sl.3().57.a). Sila H izazvat će pomake i rotaciju temeljne ploče oko nepoznatog središta (S), a glave šipova pomaknut će se za <5„ u smjeru okomitom na pravac radijusa r,-. Sila H prenijet će se na svaki šip (Hj) u pravcu pomjeranja (бО, pod uglom (Oj) prema osi х. U ovome slučaju nepoznate su veličine: sile (H;), pomaci (бј), uglovi (aj), radijus (ГЈ), ugao zakreta ((Oj), koordinate tačke centra rotacije (S), što daje 4n+3 nepoznate veličine. Za rješenje možemo koristiti: Sistem jednadžbi (jedn.30.135.) je jednoznačno rješiv, jer je Ki
Sl.30.57. Presjek (a) i tlocrt (b) grupe šipova opterećenih ekscentričnom horizontalnom silom (H).

229

Temeljenje

225 Temeljenje



U grupi vertikalnih šipova opterećenih horizontalnim (H) i vertikalnim (W) opterećenjem (sl.30.58.), vertikalna komponenta (V) od opterećenja na bilo koji od n šipova, od rezultante (R) na grupu šipova, može se dobiti putem izraza (Tomlinson i Boorman, 1995):

W n.Vх=

Wex (30.136)

gdje je: W-

n e -

ukupno vertikalno opterećenje na grupu šipova; broj šipova u grupi;

odstojanje između tačke presijecanja rezultante od vertikalnog i horizontalnog opterećenja na unutarnjoj strani nadglavne konstrukcije i neutralne ose grupe šipova;

х ■ odstojanje između šipa i neutralne ose grupe šipova. X je pozitivno, ako se nalazi na istoj strani gdje je i e,

kao i obratno. Ovaj izraz je primjenljiv samo ako rezultanta opterećenja (R) siječe unutarnju stranu nadglavne konstrukcije. Za proračun pomjeranja grupe šipova od horizontalnog opterećenja postoje kompjuterske metode, te se čitalac upućuje na literaturu: Poulos (1971), Focht i Koch (1973), Poulos i Daviš (1980) i Randolph (1981). 30.10.3. GRUPE KOSIH ŠIPOVA

Sl.30.58. Sema grupe šipova: presjek (a) i tlocrt (b) za iznalaženje vertikalne komponente (V), za slučaj da se tačka presijecanja (S) rezultante (RJ nalazi na unutarnjoj strani nadglavne konstrukcije, gdje je: neutralna osovina grupe šipova (1), tačka djelovanja horizontalne sile (2), tačka primjene rezultante opterećenja na unutarnjoj strani nadglavne konstrukcije (3). U slučaju većih horizontalnih opterećenja, kada vertikalni šipovi ne mogu preuzeti tu silu, koriste se kosi šipovi, najčešće u kombinaciji sa vertikalnim šipovima. Korištenje kosih šipova kod nekih tipičnih konstrukcija i objekata prikazano je na slici 30.59. Stalni horizontalni pritisak od tla, kod potpornih konstrukcija, preuzima se kosim šipovima (sl.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 šipovima u oba pravca (si.30.59.-c), kao i horizontalne sile kod obalnih konstrukcija, sa ankerisanjem (si.30.59.-d), ili sa betonskim konstrukcijama (sl.30.59.e i f).

230

Temeljenje

Temeljenje

227



Proračun raspodjele horizontalne sile na pojedine šipove znatno je složeniji od raspodjele vertikalnih sila, pa se često pretpostavlja da cjelokupnu horizontalnu komponentu sile preuzimaju kosi šipovi iako njezin dio preuzimaju i vertikalni šipovi. Ova preraspodjela ovisi o horizontalnom pomaku cijele grupe šipova i o karakteristikama tla.

Sl.30.59. Korištenje kosih šipova kod: potporne konstrukcije (a), stupa mostovske konstrukcije (b), priveznog pristaništa (cj, obalne konstrukcije sa ankeniom vezom (d), betonskom konstrukcijom Uopšteno (e) i za konkretan primjer (d).

231

Temeljenje

Temeljenje

227

X Duboko-indirektno temeljenje_________________________________

_____________________________________________


Kada se grupa šipova sastoji od vertikalnih i/ili kosih šipova, pod različitim uglovima prema vertikali,

SI.30.61. Culmannova metoda za izračunavanje sila u grupi s kosim šipovima: sistem i sile za grupu (a), poligon sila (b). određivanje sila u tim šipovima od rezultantnog kosog opterećenja vrši se najčešće grafički, rastavljanjem rezultante u pojedine pravce šipova. Pri tome pretpostavlja se krut temelj na šipovima i njihovo aksijalno opterećenje. Za ovakvo dobivanje sila u šipovima postoji više grafičkih, grafoanalitičkih i analitičkih metoda. Od grafičkih metoda, rastavljanja rezultante kosog opterećenja, najviše se koristi Culmannova metoda, koja će biti objašnjenja (sl.30.60.) kao i VVestergaardova metoda. Najviše korištena računska metoda je prema postubku Ostefeld - Nokkentveda i metoda momenta (Ritter). Postoje i grafo - analitičke metode, a u tehničkoj literaturi postoje i drugi načini kojima se mogu dobiti transverzalne sile i momenti savijanja (Kostić, 1968). Na slici 30.60. dati su jednostavniji slučajevi iznalaženja sila u šipovima od rezultante opterećenja (R), pomoću Culmannove metode. Rezultanta R produži se do presjecišta sa sipom 1 (A), a iz ove tačke povuče se Culmannova linija (R') do presjecišta dva šipa 2 i 3 (C). Ova linija (R') u poligonu sila odsijeca veličinu sile Si, a rastavljanjem sile R' na pravce 2 i 3, dobiju se veličine sila S 2 i S3. U prvom slučaju (a) dobije se zatežuća sila u šipu 3. (~S3), a u dragom (b) sila pritiska (S3). U slučaju grupe paralelnih šipova (si.30.61.) vrši se zamjena pravcem kroz njihovo težište, kojim prolazi i rezultanta sila tih šipova Qi,Q_2 —Qn- Te sile (Qi, Ог, Q3) moraju biti u ravnoteži sa rezultantom (R), čije veličine dobivamo iz poligona sila (sl.30.61.-b), koristeći Culmannovu metodu rastavljanja rezultante na pojedine pravce šipova.

Sl.30.60. Iznalaženja sila u šipovima pomoću Culmannove metode SI.30.62. razlaganja Metoda linearne rezultante raspodjele opterećenja vertikalnih (R) na sile komponenata u šipovimaza(S2 i proračun u kosim šipovima 1981).pritisak u Sj), gdje sile je sila zatezanja u S(Nonveiller, j (a), odnosno drugom slučaju (b).

228

Tejneljenje

Temeljenje

229



Reprezentativne vrijednosti za nh (Braja, 1995). _____________ mi, ( K N / m ' ) suhi vlažan pijesakRASTRESIT1Tabela 800-230.17. 200SREDNJE ZBIJEN5 500-7 00015 000-18 000potpoplien pijesak RASTRESIT1 000-1 400SREDNJE ZBDEN3 500-4 000ZBIJEN9 000-12 000

Alternativno se rješenje sličnog zadatka može pronaći pomoću jednadžbe 30.119. Vertikalne komponente od sile Pv (sl.30.62.-a), koje djeluju na vertikalne i kose šipove (P a...do Pu), izračunavaju se na ovaj način, a iz poligona sila R-Q a ...Qd (sl.30.62.-b) dobije se veličina sila u vertikalnim i kosim šipovima od Q a do Qd2. 30.10.4. ŠIP OPTEREĆEN HORIZONTALNOM SILOM I MOMENTOM Postoje izvjesne razlike u proračunu pomjeranja i momenta vertikalnog šipa opterećenog horizontalnom (Qg) silom i momentom (M) u nekoherentnom i koherentnom tlu. Za ovaj slučaj opterećenja generalnu determinaciju momenta i pomjeranja dali su Matlock i Reese (1960), prema šemi opterećenja i obliku defleksije šipa sa otporom tla datoj na slici 30.63.(Braja, 1995 ). Koristeći Winklerov model elastične granularne sredine, može se napisati opšti izraz za modul reakcije tla: £ _ p'(kNI m ) > x(m ) odnosno modul reakcije tla na dubini z definiše se kao: (30.137.) k z = m h z, J gdje je: p'- pritisak na tlo; х - deformacija u pravcu х ose; mh - modul horizontalne reakcije tla (tabela 30.17.).

E J , ^-£ = p'

Sl.30.63. Bočno opterećenje šipa horizontalnom silom (Qt) i momentom (Mg) na glavi šipa (a) i šema otpornosti tla na bočno opterećenje. Koristeći teoriju grede na elastičnoj podlozi, može se napisati:
Temeljenje

231



reakcija tla suprotna od deformacije šipa. Konačan izraz može se napisati u obliku:

E J ,^4 + kx = 0 s

s

dzA

-

(30.139.)

Rješenjem ove jednadžbe (Braja, 1995) dobiju se veličine na bilo kojoj dubini (z): deformacija šipa:

nagib šipa:

M z ( z ) = A O T + BmMg moment šipa: smičuća sila na šipu:

(30.14 0.)

КДГ) = ЛД+5,

т

(30.14 1.) (30.14

Temeljenje

231



reakcija tla:

(30.144.) gdje su: Ax, Вх, Ae , Be. Am, Bm, Av ,Bv, Ap- i Bp- koeficijenti dati u tabeli 30.18. gdje su: Ax', Bx', Am' i Bm' koeficijenti dati na dijagramima slike 30.64.

D R

232

Temeljenje

Temeljenje

233



(30.148.) (30.149.) -karakteristika sistema tlo - šip

(30.145.)

1 n„Kada je D>5T, smatra se dugim, a D<2T kratkim sipom, jer pri D/T>5 koeficijenti A , B , A i B

x x m m se ne mijenjaju (Braja, 1995). Slično jednadžbama 30.140-30.144. mogu se za koherentno tlo glinu napisati izrazi (Davisson i Gill,1963):___________________ Koeficijent reakcije tla za pijesak (k) se mijenja sa dubinom dok kod koherentnog tla on je približno konstantan sa dubinom.Vesić (1961) predlaže slijedeći izraz:

-------

(

k = 0,65 • lE.d' E. \EŠ1S , QR3

1-v,2

, M..R2 x

232

(30.150.)

F■I

Temeljenje

Temeljenje

233

e


(30.146.)

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


gdje je:

E. =

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


3(1- v , )

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


• modul elastičnosti tla;

M z ( z ) = A ' O R + B'mMf

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


(30.147.)

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


m

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


Ae

232

Temeljenje

Temeljenje

233

e


koeficijent volumena stišljivosti (vidjeti poglavlje Koeficijent za duboke šipove (D/T>5) kz=mhz

■ ne

\.

л„,

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

Tabela л. li. в. 0.00 1.00 1.62 1.75 0.000 300 -0.145 • -0.00 0.98 1.45 -0.2 1.65 1.00 -0.259 9 -0.343 37027 -0.02 0.95 1.29 -0.4 1.55 0.99 -0.401 69 -0.436 38022 -0.05 0.90 1.14 -0.5 1.45 0.99 -0.451 64 -0.449 38086 -1.35 0.09 0.84 1.00 -0.7 0.98 -0.432 07 -0.403 35118 -0.13 0.76 0.87 -0.8 -1.2 0.97 -0.364 46 -0.268 3753 22 -0.18 0.67 0.75 -0.8 -1 0.96 .15 -0.157 2197 67 0 -0.047 -0.22 0.58 0.64 -1.06 -0.9 0.93 0.054 2647 15 9 0.140 -0.27 0.48 0.54 -0.96 -0.9 0.91 0.268 0073 89 4 0.112 -0.31 0.39 0.44 -0.87 -0.9 0.88 -0.002 8277 82 5

D O

2.435 -1.623 0.000 2.273 -1.618 0.100 2.112 -1.603 0.198 1.952 -1.578 0.291 1.796 -1.545 0.379 1.644 -1.503 0.459 1.496 -1.454 0.532 1.353 -1.397 0.595 1.216 -1.335 0.649 1.086 -1.268 0.693 0.962 -1.197 0.727 0.738 -1.047 0.767 0.544 -0.893 0.772 0.381 -0.741 0.746 0.247 -0.596 0.696 2.0 0.142 -0.464 0.628 3.0 -0.040 0.225 0.075 4.0 0.052 0.000 0.050 5.0 0.025 0.009 0.033 Woodward R.J.,Gardner W.S.,Greer,D.M.,(1972), iz knjige Drilled Pier Foundations, McGraw-HilI. 13.); _ d - promjer šipa; V T - Poissonov koeficijent za tlo (varira između 0,3 i 0,4); Za proračun dopuštene horizontalne sile (H) i momenta (M) na glavi šipa postoje razni praktični obrasci, kao stoje npr. predložio Werner (Dolarević, 1987):

U H

=

(30.151.)

gdje je: Л = 4

VE š h ' -

,,D

,, 0,2 —, za nekoherentno tlo, ac = k . -----, za koherentno tlo;

c = k, d d к\- horizontalni modul stišljivosti (MN/m3), dat u tabeli 30.19, kao i u tabeli 30.17.(nh). Х к - vrijednosti za linearnu (1) i konstantnu (2) veličinu koeficijenta reakcije tla c„, date u tabeli 30.20.

232

Temeljenje

Temeljenje

233



ija ,

®

234

Temeljenje

Temeljenje

245



l koeficijenti A'x , a'mkoeficijenti bx, b'm -2 -1 0 0 • 1 0 17 -s Zmax 2 Z zS-4.5^^гтгах-2 1 i*— A'x A /ж"Z max- 2 — a'm c_ 2 ч

-зif

-5\—

l0- najmanja dužina šipa u tlu, koja se prostire je 1,50 m; ispod temei u nosivo tlo (cm); шodnosno —> 4 шO O

*5

^77ЖЛ

Bk

b

— m

O 5-

5

234

Temeljenje

Temeljenje

246



d - promjer šipa (cm). Vrijednosti koeficijenta % Opteтесе-

Ф

H

i 2

M

1

234

1,00 -4,52 -1.01 -6,09 -1.55

1.50 -3.09 -0.70 -2,89 -0,78

2.00 3.00 -2.47 -0,57 -2,19 -0.50

■ 4,oo : -2,42 -0.50

-1.91 -0,57

-1,61 -0,50 -1,88 -0,50

-1,50 -0.50

6.00 -3,05 -0,50

Temeljenje

Temeljenje

247



Tabela 30.20.

1>м -7-

Dopušteno iskustveno horizontalno Tabela opterećenje (H) : srednje gustiprašinasti pijesak, fmenko plastična glina,30.21. -vrsta tla: Sl.30.64. Promjene koeficijenata Af AM* (A) I В/, £?_• #Ј OV/ОТА o bezimenom pijesak, kruto plastična glina .srednje plastična; -glina, plinoviti članu Z=z/R (Davisson i GUI, 1963). prah.prašinasta ili pjesko vita glinavrsta .šipad cmh (cm)h (kN)(cm)h (kn)(cm)h (kn)282614530 324,5d28 285d15 166d5 6armirano-betonski Koeficijent horizontalne reakcije tla к'ћ (kN/m3) , ■-■.-■■_.■-,:-:,«■■30 356,0d60 707d26 Tabela 30.19. RASLRESIL SREDNJE GUST k . 308d10 15 NEKOHERRNTNO GUSTOĆA k'K(MN/M') GUST K ..(M№I3);: 40803520 3 '„(MN/M ) NEPOTOPLJEN 2,2 6,7 17,9 PIJESAK " - " f POTOPLJEN PIJESAK ■KONZISTEN CIJA: GLINE :

1,3

4,4

10,8

VRLO TVRDA KRUTA Na kraju ovoga poglavlja o šipovima preostala bi analiza šipova -^GLINA^;^ 24,0 opterećenih 48,0 na zatezanje -96,0 čupanje, što će u osnovi biti obrađeno u poglavlju o ankerisanju. Za iskustveno određivanje dopuštene veličine Radi horizontalne silečitaoca (H) mogu upućivanja na korištenje Eurocodea 7 daje se kraći osvrt na da posluže podaci iz ruskog priručnika (Spravočnik proektirovščika, 1969), koji na šipovima. poglavlje 7 koje obrađuje temeljenje su dati u tabeli 30.21., za dopušteni pomak šipa od co=l,0cm. Ovim Propisima određuje se krajnja granična nosivost šipova opterećenih na pritisak i zatezanje, kao i nosivost i deformacije šipova opterećenih poprečnim U TABELI 30.21. OZNAKE silama i to kao šipova izvedenih bušenjem, zabijanjem, utiskivanjem i uvrtanjem u ZNAČE: tlo. Provjeravaju se slijedeća granična stanja: H - HORIZONTALNA SILA KOHERENTNO (c.=*_0,2/_/)

KRUTA

z=0.4D

> gubitak opšte stabilnosti tla i šipova; У nosivost potisnutih i zatežućih šipova; > slom tla poprečno opterećenih temelja na šipovima; > slom konstrukcije, na šipovima kod opterećenja na pritisak, zatezanje, savijanje, torziju i posmik; > kombinovani slom u tlu i u šipovima; > prekomjerno Sleganje; > nedopustive vibracije.

31.TEMELJENJE NA BUNARIMA 31-l.UOPŠTENO O DUBOKIM MASIVNIM TEMELJIMA Pri određivanju projektne nosivosti šipova karakteristična vrijednost (Q k) određuje se iz komponente otpora baze (Qv) i plašta(Q0) šipa, tj.: Qk-Qv+Qo (30.152.) Odnosi ovih komponenti mogu se odrediti iz posebnih ispitivanja ili određivanjem odgovarajućih računskih novosti. Projektna nosivost (Q) određuje se iz izraza: Q=Qv/Yv + Qo/Yo, (30.153.) Parcijalni koeficijenti sigurnosti yv i Yo dobiju se iz tabele 30.22.

Parcijalni koeficijenti sigurnosti za nosivost na vrhu (v) i obimu (0) šipa , __________ Tabela Faktor korekcijeYv1,30 1,60 30.22. Temeljenje 234 1,451,30 1,60 1,30

Temeljenje

248



U stručnoj literaturi postoji različita podjela dubokih temelja s obzirom na njihovu nosivost, oblik, konstrukciju i tehniku izvođenja. Prema Braji (1995) i Nonveilleru (1981) tri su vrste masivnih dubokih temelja: (i) bunari, (ii) sanduci (sandučasti bunari) sa dnom ili bez njega i (iii) kesoni. Držeći se ove podjele, u ovom poglavlju bit će obrađeni bunari, otvoreni sandučasti bunari i sanduci sa dnom, dok će se kesoni, zbog svoje specifičnosti, obraditi u narednom poglavlju. Na slici 25.7. dat je prikaz ovih bunara. Uobičajeno je da se zidovi kružne osnove nazivaju bunari, a kada su pravougaonog ili drugog oblika, nazivaju se sanduci ili sandučasti bunari, otvoreni na oba kraja, ili sa zatvorenim dnom. Temeljenje na bunarima i na otvorenim sandučastim bunarima -sanducima ima mnogo sličnosti, pa se često i otvoreni sanduci nazivaju bunarima. Sličnost je u tome što se u oba slučaja kopa tlo ručno ili mehanizovano, pod zaštitom zidova bunara. Zajedničko im je također to što se i bunari i sanduci, kao sastavni dio temelja, grade iznad vode, odnosno sa površine terena i potkopavanjem se spuštaju do potrebne dubine. Međutim, njihov oblik i izrada, a naročito statičko delovanje, se međusobno razlikuju, te se odvojeno tretiraju. Sandučasti temelji sa dnom najviše se koriste za temeljenje u vodi. Oni se razlikuju od sandučastih temelja bez dna po tome što se oni ne spuštaju kroz tlo i u njima se ne kopa, ali su po konstrukciji veoma slični. Oni se betoniraju na kopnu, spuštaju u vodu, plutajući i tegleći dopreme na projektovano mjesto. Zatim se sanduk napuni balastom i spušta na unaprijed pripremljenu podlogu. Iz ovih razmatranja proizlazi da su bunari otvorene konstrukcije i dolje i gore, te da se spuštaju kopanjem materijala mehanizovano ili ručno uz pumpanje vode, ako se radi ispod nivoa podzemne vode. Oblik bunara, odnosno sanduka, prilagođen je obliku temelja građevine koju nosi. U stranoj literaturi može se naići na podjelu sandučastih temelja na: (i) otvoren sanduk, (ii) sanduk sa dnom i (i i i ) pneumatski sanduk (Braja, 1995). Kada se analizira način dubokog temeljenja, odnosno temeljenja na bunarima i sanducima, treba razmotriti sve uslove temeljenja i odabrati rješenje, koje je tehnički prihvatljivo i ekonomski opravdano. Na odabir bunarskog i sandučastog temeljenja, posebno utječe: (i) dubina do sloja koji može preuzeti opterećenje; (ii) vrsta materijala (iii) nivo podzemne vode; (iv) raspoloživost sredstava za rad; (v) cijena rada i vrijeme izvođenja; (vi) radni prostor i uticajni elementi okoline, itd.

31.2. BUNARI

Temeljenje na bunarima primjenjuje se u slučajevima kada su sastav i karakteristike tla takve da se sile od građevine ne mogu prenijeti preko plitkih temelja na tlo, u izvjesnoj manjoj dubini od površine terena, pa je potrebno temelje osloniti na dublje slojeve veće nosivosti. Primjeni bunara posebno se pristuba u slučaju kada je pobijanje talpi ili šipova otežano zbog samaca i korijenja u tlu, heterogenog i konglomeratisanog tla, ili je zabijanje otežano zbog prostornih terenskih i drugih sigurnosnih uslova. Zabijanje kratkih šipova obično je neekonomično i neadekvatno, a nekada njihovo zabijanje sa vibriranjem ima negativan uticaj na susjedne objekte i okolinu, te je u ovome slučaju tehničko-ekonomski opravdano primijeniti bunarsko temeljenje. Tehnička sredstava, obim radova i raspoloživost građevinskog materijala mogu također da utječu na ekonomičnost i opravdanost primjene pojedinačnih ili grupnih bunara od raznih materijala. Dubina spuštanja bunara ne bi trebala biti suviše mala. Prema nekim autorima, u običnim slučajevima ova dubina ne bi trebala biti manja od 3,0-4,0 m. Smatra se daje ovo i najracionalnija dubina sa aspekta trenja po omotaču bunara. Zbog velikog trenja, koje nastaje spuštanjem bunara, ne može se u normalnim okolnostima postići veća dubina od 10,0 m. Samo u izuzetnim slučajevima mogu bunari biti ekonomični kao temelji za veće od navedene dubine. Ove konstatacije ipak se odnose na dosadašnje klasične izrade bunara samo za temelje. Savremena tehnologija i upotreba sredstava za smanjenje trenja omogućuju i veće dubine od 10,0 m, i to ne samo za temelje, već i za druge tehničke zahvate. U Hrvatskoj je centrala Hidroelektrane Obrovac smještena u spušteni armirano-betonski bunar-šaht dijametra 27,0 m i dubine 58,0 m. Ustvari ovo je vertikalni šaht izveden u laporovitoj glini, a ne klasičan bunar, ali je spuštan na način kako se to radi sa armirano-betonskim bunarom. Bunari se izvode pojedinačno ili u grupi, što ovisi o veličini temeljne konstrukcije i od opterećenja. Primena manjih bunara u grupi dolazi u obzir kada je površina građevine velika i oslanja se na tlo veće nosivosti na manjoj dubini ispod površine tla. U principu ovaj način temeljenja odgovara temeljenju na grupi šipova većih dijametara. Pojedinačni bunari većih dijametara dolaze u obzir kada su temelji veći i masivniji, tj. kada je potrebna površina oslanjanja znatno veća ili približno jednaka konstrukciji. Prednosti temeljenja na bunarima su: (i) u manjoj količini upotrebljenog materijala, posebno kvalitetnog materijala, koji se koristi za tanke zidove bunara, dok je ispuna obično od slabijeg i jeftinijeg materijala; (ii) dobivanje jasnog uvida u vrstu i kvalitet materijala tokom spuštanja, odnosno iskopa; (iii) manja potreba za prostorom i tehničkim sredstvima, što ovisi o obimu radova. Glavni nedostatak temeljenja na bunarima je otežan rad tokom spuštanja kada može doći do naginjanja bunara zbog nenormalnih nagiba različitih slojeva tla. U

234

Temeljenje

Temeljenje

249



izvjesnim slučajevima priliv većih količina vode u bunar, posebno u koritima rijeka, može otežati njegovo izvođenje. Bunari su danas najčešće: zidani, betonski, armirano-betonski i prednapregnuti, dok je prije bilo primjera drvenih i čeličnih bunara. Zidani bunari se rade od kamena, opeke i betonskih blokova, u cementnom malteru. Bunari od ovih elemenata moraju imati li bazne slojeve, od betona ili armiranog betona, na svakih 2,0 - 2,5 m visine. Zidovi od ovih elemenata, pa i od betona u oplati, treba da imaju čelične ili armirano-betonske vertikalne veze, koje se povezuju sa libažnim slojevima (serkiažama) i sa nožem bunara. Na ovaj način formira se kompaktna konstrukcija kao jedna cjelina koja je neophodna prilikom spuštanja kroz tlo, kako ne bi došlo do razdvajanja i otkidanja delova bunara. Bunari od betona i armiranog betona grade se u klizajućoj oplati ili od montažnih prstenova koji moraju imati čeličnu vertikalnu vezu. Za duboke specijalne bunare primjenjuje se prednapregnuti beton. Opterećenje za spuštanje bunara primjenjuje se raspoloživim materijalom ili posebno pripremljenim teškim blokovima. Nakon spuštanja bunara na potrebnu dubinu vrši se njegovo zapunjavanje kamenom, „špar-betonom", betonom, ili nekoherentnim materijalom, a rjeđe se ostavlja prazan. Najčešće se izbetonira na dnu betonski čep, a po potrebi i ojača armirano-betonskom pločom. Ako se ne vrši popuna bunara, na gornjoj strani potrebno je izvesti a.b. ploču (si.31.15.). Nož bunara radi se na više načina. Najčešće je on od armiranog betona, sa ojačanim čeličnim profilom ili bez njega, ili od čelika. Izbor ovisi o vrsti materijala kao i od eventualne potrebe za miniranjem. Otvoreni bunari se posebno primjenjuju za temeljenje u rijekama, gdje je predominantno tlo od mehke gline, prašine, pijeska, ili šljunka. Ovi materijali mogu se lahko kopati i ne pružaju veliki otpor prilikom spuštanja bunara. Ukoliko može doći i do plavljenja bunara, obično se radi zaštita gradilišta zagatima. Primena bunara pogodna je kod velikih sezonskih razlika u nivoima vode u rijeci. Obično se bunar završi u sezoni niskih vodostaja, a i eventualno njegovo plavljenje neće izazvati veće poteškoće.

31.3. KONSTRUKCIJA OTVORENOG BUNARA Oblik bunara, u mnogo slučajeva, ovisan je o zahtjevima konstrukcije iznad njega. Idealan oblik je kružni, jer omogućuje lakše spuštanje, pošto daje minimalnu površinu za otpor trenjem u odnosu na druge moguće oblike. Osim ovoga kružni presjek najbolje odgovara prijemu bočnih pritisaka tla. Oblik može da ovisi i o vrsti upotrijebljenog materijala za bunar. Tako je bunar izveden od opeke okruglog oblika, ali je presjek po visini obično promjenljiv što se postiže stepenastim sužavanjem naviše (sl.3l.l.a). Bunari od kamena izvode se na isti način kao i bunari od opeke, samo su zidovi bunara deblji. Od betona i armiranog betona mogu se praviti razni oblici bunara. Konstantan okrugli oblik sa konstantnom debljinom vertikalnih stijenki bunara je lahko izvesti (sl.31. l.-b), ali je otežano njegovo spuštanje zbog velikog trenja, te se izvode bunari sa nagnutom vanjskom i unutarnjom stranom (sl.31.l.-c), ili samo sa nagnutom vanjskom stranom (sl.31.l.-d), što je povoljnije, jer se sa unutarnje strane može koristiti klizna oplata. Okrugli oblik bunara od armiranog betona sa većim proširenjem u donjem dijelu (sl.31.l.-e) rjeđe se koristi za razliku od bunara sa konstantnim unutarnjim presjekom i debljim nagnutim (sl.31.l.-f), ili vertikalnim (sl.31.l.-g i h) vanjskim stijenkama u donjem dijelu bunara koji su često u upotrebi. U praksi trenje češće otežava spuštanje bunara radi čega se nastoji smanjiti prikladnim tehničkim rješenjima. Trenje je posebno kritično kod bunara malog dijametra koje treba spustiti na veće dubine. Jedna od mjera je da se vanjske stijenke bunara izvode u malom nagibu, a ne vertikalno. Nepovoljnost ovoga izvođenja je u tome što se razrahljuje i sliježe tlo oko bunara u toku njegovog spuštanja. Bunari sa donjim vertikalnim stijenkama (sl.31.l.-g i h) bolje se spuštaju i drže u vertikalnosti, te tako sprečavaju posljedice njegovog naginjanja. U cilju smanjenja sila trenja moguće je po obimu plašta bunara ugraditi cijevi sa mlaznicama, kroz koje se povremeno može utiskivati voda pod pritiskom (sl.31.l.-f). U ovom slučaju, također, dolazi do razrahljivanja tla oko bunara, što dovodi do poznatih negativnih posljedica. Bilo je i uspješnih pokušaja da se premazima plašta bunara smanji koeficijent trenja. Ovi premazi moraju biti otporni na ljuštenje prilikom spuštanja bunara kroz tlo različitog sastava. Najuspješnije smanjenje trenja uz plašt bunara ostvaruje se primjenom tiksotropne bentonitske suspenzije. Za ovaj postubak donji dio bunara treba da ima proširenje (sl.31.l.-h). Kada je bunar spušten do smanjenja presjeka, stavi se uz plašt oplata kojom se formira prostor za punjenje suspenzije. Spuštanjem bunara stalno se dodaje suspenzija, čiji nivo mora biti iznad nivoa podzemne vode radi stvaranja hidrostatskog pritiska. U ovome slučaju tlo ne dodiruje plašt bunara, te se trenje praktički može eliminisati (T=0).

234

Temeljenje

Temeljenje

250


©

<§>


©

@

Sl.31.1. 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 (dj, proširen donji, a vertikalan gornji dio bunara (e), konusan donji a vertikalan gornji dio sa vertikalnom unutarnjom stranom (f), vertikalan donji, a konusan gornji dio sa vertikalnom unutarnjom stranom (g), konstantan okrugli oblik, sa debljim stijenkama u donjem, a tanjim u gornjem dijelu bunara (h) gdje je: oplata (1), bentonitska suspenzija (2) i mlaznica za ispiranje vodom (3), na skici (Jj.

Veoma značajan element bunara je nož sa različitim oblicima sječiva (sl.31.2.,31.3. i 31.4.). Najčešće je kombinovan od čeličnih elemenata sa betonom ili armiranim betonom. Prvobitno se oblik noža formirao od drveta povezanog sa ugaonicima i limom (sl.31.2.-a), a kasnije od čeličnih elemenata, ponajviše već korištenih za zidane bunare (sl.31.2.-b). Danas se najviše koriste betonski (sl.31.2.-c) ili armirano-betonski noževi u kombinaciji sa čeličnim elementima (sl.31.2.-d). Ponekad se koristi armirano-betonski nož u sklopu sa zakošenim prstenom, bez ojačanja (sl.31.2.-e), a koristi se za mehka tla.

®

®

©

(D

®

SU 1.2. Primjeri noža za bunare: drveni ojačan čeličnim profilima (a), čelični elementi za zidani bunar (b), betonski ojačan čeličnim profilima (c), armirano-betonski sa ojačanim vrhom čeličnim profilima (d) i armirano-betonski neojačani nož.

® (D ®

©

Sječivo noža obično je vezano za armirano-betonski prsten, sa unutrašnjim nagibom radi lakšeg potkopavanja i

234

Temeljenje

SU 1.3. Armirano-betonski nož bunara prema prijedlogu Indian Roads Congress (a i b), te sječiva noža bunara na rijeci Lower Zambezi za pijesak (c i d) i stijenski masiv (e i f ) (Tomlinson

Temeljenje

251



spuštanja bunara. Praktikuje se da zakošenje iznosi 30° sa vertikalom za glinovita, a 45° za pješčana tla. Oštrica mora biti dovoljna jaka i kruta kako ne bi došlo do krivljenja i sprečavanja daljnjeg prodiranja u tlo. Donji dio bunara sa nožnim armirano-betonskim prstenom treba biti izveden od kvalitetnog betona, jer to zahtijeva visoka koncentracija napona na sječivu bunara. Ovo tim prije ako se očekuju samci ili eventualno miniranje u bunaru, u kom slučaju unutarnji dio do oko 3,0 m od dna treba obložiti limom. Indijski komitet za puteve (1984), na bazi iskustva stečenog na izvođenju mnogih temelja za mostove, predložio je proračun debljine stijenki, tipove noževa i druge detalje bunara (sl.31.3.). Sječivo se najčešće postavlja prema vani (si.31,3.-a, c, e), rjeđe u sredinu (sl.31.3. b i d), ili unutar noža (sl.31.3.-f). Kod zidanih bunara, ili kod bunara od nearmiranog betona, izrađuju se horizontalni libažni armiranobetonski slojevi (serklaži), koji se vertikalnim čeličnim vezama ankerišu za nož bunara (sl.31.4.-b). Ovim se sprečava pojava sila zatezanja, u toku spuštanja bunara, a time i razdvajanje pojedinih zidanih slojeva bunara. Kod armirano-betonskih bunara nastavci armature osiguravaju se preklopom ili varom. Ako su bunari većih prečnika, većih težina, ili se dopremaju kao plivajući elementi, a spuštaju se sa skele ili plovnog objekta, može se raditi olakšan tip. Prije spuštanja bunar se izradi sa tankim zidovima od armiranog betona, a nakon spuštanja na dno dobetonira se unutrašnja strana bunara betonom ili armiranim betonom (si.31.4.-a). Ovim načinom dobije se veća težina bunara, čime se olakšava njegovo prodiranje kroz tlo na veće dubine. Za slučaj spuštanja bunara kroz vodu mora se obezbijediti način podvodnog betoniranja. Prilikom izbora dijametra bunara treba voditi računa i o mogućnosti rada u bunaru, koje se obavlja ručno

noza Sl.31.4. Zidovi bunara olakšam u fazi spuštanja sa skele do tla (a) i serklažni armirano-betonski slojevi povezani metalnim vezama za nož bunara (b). (rjeđe) i mehanizovano kod većih građevinskih zahvata. Minimalni unutarnji promjer može da iznosi 1,0 m, ali je bolje daje veći, stoje ovisno i o veličini temeljne konstrukcije i dubini bunara. Uobičajeno je da se do 3,0 m promjera bunar smatra uzanim, a od 3,0 - 6,0 m i više, široki bunar. Danas se izvode bunari znatnih širina (do 30,0 m) i velikih dubina (do 100,0 m), tako da se može govoriti i o veoma širokim (preko 10,0 m) bunarima, koji se koriste za velika opterećenja i značajne dubine. Kod obimnih i složenih radova iznad vode praktikuje se i izrada montažnih delova bunara, koji se kao plovni objekti dopreme na mjesto ugradnje i kranom ugrađuju i mehanizovanim iskopom spuštaju na projektovanu dubinu. Pored bunara sa jednostrukim zidom, koji su prethodno objašnjeni, u svijetu su izvedeni vrlo veliki bunari su duplim zidovima, koji su međusobno povezani radijalnim zidovima (Tomlinson i Boorman, 1995). 31.4. IZVOĐENJE BUNARA KAO TEMELJA Izvođenje bunara ovisi o terenskim uslovima, tehničkim sredstvima i vrsti materijala. Oni se mogu izvesti na: 1) Tlu, i na mjestu spuštanja bunara, kada je najjednostavniji postubak rada; 2) vještački napravljenim ostrvima, kada je voda relativno plitka, ili se za ove svrhe zagatima formira prostor za izradu i spuštanje bunara; 3) skelama ili plovnim objektima iznad vode i na mjestu spuštanja bunara; 4) suhom doku, kada se dijelovi bunara (posebno donji dio bunara sa nožem) osposobljavaju za plovidbu, u kome slučaju se dno bunara privremeno zatvori vodonepropusnom konstrukcijom, ali lagahnom za uklanjanje prije spuštanja.

234

Temeljenje

Temeljenje

252



Kod izvođenja bunara kao temelja treba realizovati više faza radova kao npr.: (i) geotehničko istraživanje tla, kako u fazi izvođenja ne bi bilo iznenađenja i promjene rješenja, kao što je bilo slučajeva; (ii) izrada bunara; (iii) postavljanje, spuštanje i kontrola vertikalnosti; (iv) kopanje i ispumpavanje vode; te (v) ispunjavanje bunara i izrada nadgiavne ploče i konstrukcije objekta. 31.4.1. IZRADA I POSTAVLJANJE BUNARA Izrada samih bunara ovisi o vrsti materijala od kojeg se gradi, lokaciji i dubini na koju se bunar spušta, mjestu izrade i načinu eventualnog transporta, te metodi spuštanja. Zidani bunari, kao i bunari od nearmiranog betona u klasičnoj ili kliznoj oplati, grade se na poravnatom sabijenom tlu na mjestu njegovog spuštanja. Na tačno postavljenom nožu 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 spuštanja. Kod većih dubina izvede se jedan dio visine zida, sačeka da vezivo očvrsne, kada se spušta dio bunara i prema potrebi nadoziđuje, odnosno nadobetonira i postepeno spušta do potrebne dubine. Na mjestu prekida obično se izvode armirano-betonski serklaži (libažni slojevi), koji se po vertikali vezuju za prsten noža bunara. Armirano-betonski bunari rade se obično u kliznoj oplati, u cijeloj svojoj visini, ili u dijelovima uz postepeno spuštanje, što ovisi o dubini bunara. Kod radova sa prekidima treba obratiti pažnju na spojeve betona i nastavke armature. Betonske, armirano-betonske i prednapregnute bunare izvedene od montažnih prefabrikovanih prstenova treba dobro povezati u jednu cjelinu čeličnim sponama, ili na drugi način, uz dobro zaptivanje međuspojnica. Bunari se rade i na skelama iznad vode ili na plovnim objektima. Postubak izrade je isti kao i na tlu, samo treba riješiti način kačenja, prenosa i spuštanja bunara do vode i kroz vodu do površine tla. Radi dizanja i spuštanja potrebno je bunar vezati u više tačaka, tako da bude što stabilniji i sigurniji za postavljanje na pravu lokaciju i u tačnom položaju. U toku cijelog spuštanja potrebno je stalno kontrolisati njegov položaj do kote temeljenja. Kada se bunari postavljaju dizalicama, ili kada se dopreme kao plivajući elementi pa se potapaju na mjesto temeljenja, tačnost njihovog postavljanja najteže se ostvaruje. Netačnost postavljanja bunara nije lahko popraviti u toku spuštanja kroz tlo, te se može desiti da bude i veća ekscentričnost, sa kojom se obično ulazi u proračun. Izrada, podstavljanje i kontrola bunara izvedenog na tlu je lakše u odnosu na ostale načine, ali je neophodna uspostava stalnih tačaka za kontrolu položaja bunara u fazi izrade i njegovog spuštanja.

31.4.2. KOPANJE I SPUŠTANJE BUNARA Kopanje u bunaru može biti u suhom ili pod vodom, što ovisi o vrsti materijala, njegovoj propustljivosti i nivou podzemne vode. Ovisno o ovim elementima moguće su razne metode i načini rada sa raspoloživom opremom. Ako se želi i postoje uslovi da se kopa u tlu sa podzemnom vodom u suho, onda se moraju koristiti pumpe, čime se omogućuje kopanje i ispod samoga noža bunara. Kada se kopa u suhom, ako nema podzemne vode, ili se ona lahko može ispumpati, moguće su intervencije i sa radnicima u bilo kojoj fazi spuštanja bunara (sl.31.5.). Rad u ovakvim uslovima je najprikladniji, jer se može kopati običnim sredstvima, ručno ili mašinski, pomoću raznih vrsta hvatača materijala (sl.31.5.-b i c), a prepreke se u toku spuštanja lahko savladavaju. Kod čvršćih materijala koristi se teži hvatač (sl.31.5.-c), koji se pušta sa visine da otvoren pada i zabije u tlo, a pri podizanju se stegne i iznosi materijal vani. Često je potrebno potkopavanje ispod i/ili izvan noža, stoje u ovome slučaju rada u suhom izvodljivo, a moguće je koristiti i vodu pod pritiskom.

234

Temeljenje

Temeljenje

253



SI.31.5. Faze izvođenja i spuštanja bunara (a): izrada prve faze (I), iskop i spuštanje I faze (11), nadobetoniranje druge faze (III), spuštanje i iskop II faze (IV), zapunjavanje bunara (V); hvatač za materijal sa manjom čvrstoćom (b) i većom čvrstoćom (c).

1) Faza spuštanja bunara pričinjava najveće poteškoće zbog potrebe savladavanja otpora trenja po obimu bunara. Savladavanje trenja postiže se obično na slijedeći način: a) težinom bunara, koja treba biti veća od sila trenja; b) nanošenjem opterećenja na bunar, koje mora biti centrično; c) potkopavanjem ispod samoga noža bunara, čime se eliminiše otpor tla odozdo (sl.31.6.-a); d) utiskivanjem vode pod pritiskom ispod noža ili po obodu bunara, sistemom ugrađenih cijevi i mlaznica; e) korištenjem bentonitske tiksotropne smjese po obodu bunara. U slabo nosivom tlu (mulj, zasićen pijesak) savladavanje trenja je lahko, a ponekad nastuba i brzo tonjenje bunara u tlo. U ovome slučaju bunar se obično pridržava sa skele i blagovremeno nadoziđuje, odnosno betonira, kako ne bi tonuo svježe izgrađen dio zida bunara. Kada se bunari spuštaju ispod nivoa podzemne vode, može se voda ispumpavati, kao i u dragim otvorenim građevinskim jamama. Pumpanje vode ne izaziva posebne poteškoće kada se bunar spušta u materijalu sa malim koeficijentom propusnosti, kao stoje glinovito i/ili prašinasto tlo. Međutim, u pjeskovitom i šljunkovitom materijalu velike vodopropusnosti, priliv vode je znatan i može se savladati jedino jakim pumpama, ali tada postoji opasnost od hidrauličkog sloma. U ovome slučaju nastuba naglo prodiranje materijala u bunar zbog velikog ulaznog gradijenta ispod noža i erozije materijala (sl.31.6.-alijevo). Radi ovoga se voda ispumpava samo do izvjesne relativno male dubine iskopanog bunara. Kada, ipak, bunar treba dublje spuštati u sitnozrnom materijalu, radi se iskop pod vodom raznim mehaničkim napravama. U ovome slučaju nivo vode u bunaru održava se u visini podzemne vode ili nešto iznad ovoga nivoa. Tada voda struji iz bunara u tlo i pozitivnim strujnim pritiskom stabilizira tlo oko dna bunara i sprečava njegovo prodiranje u bunar.

Sl.31.6. Spuštanje i kopanje bunara: iskop pod vodom i/ili iskop uz pumpanje vode (a), iskop hidroejektorom (b) i ispravljanje bunara u tlu (c), horizontalnom ( H ) vertikalnom (V) i/ili zatežučom silom (Z), kao i vodom pod pritiskom (I).

234

Temeljenje

Temeljenje

254



U šljunkovitom tlu opasnost od hidrauličkog sloma tla oko noža bunara je manja, ali je veća vodopropusnost, pa su potrebni moćni kapaciteti pumpi za održavanje niskog vodostaja. Zato se u takvim materijalima, također, redovno kopa bagerima ne ispumpavajući vodu (si.31.6.-a). Za kopanje u pjeskovitom i prašinastom tlu koriste se ejektori na zrak ili vodu (sl.31.6.-b). Princip rada sastoji

234

Temeljenje

Temeljenje

255

31. Temeljenje na bunarima

X Duboko-indirektno temeljenje______________________________________________________________________________ se u ubacivanju zraka ili vode kroz manju cijev pod pritiskom, čime se razara tlo, a kroz drugu cijev većeg prečnika izvlači se zajedno voda i materijal. Kada se materijal kopa pod vodom, moguće su razne prepreke, kao što su panjevi, samci, tvrdi proslojci i si., kada se mora intervenisati roniocima, što usporava izgradnju temelja na bunarima. Kada ima veći broj bunara u istom temelju, nivo vode može se sniziti pomoću pumpi postavljenih u već završenim bunarima i/ili između njih. Na ovaj način može se formirati depresivna linija i omogućiti iskop u suhom. U toku spuštanja bunara formira se bočni pritisak, koji nije ravnomjeran po površini omotača, što dovodi do naginjanja bunara. Isto tako, neravnomjeran iskop, pojave samaca i različitog sastava tla, neravnomjerno nalijeganje noža i si. može izazvati nepravilno tonjenje bunara, naginjanje i pomjeranje u stranu. Ispravljanje se postiže: (i) kopanjem više na jednoj nego na drugoj strani, potkopavanjem ispod noža na strani koju treba spustiti, (ii) podupiranjem sa strane na površini terena, (iii) vezivanjem gornjeg kraja bunara i povlačenjem, (iv) opterećivanjem jedne strane više nego druge, (v) delovanjem vode pod pritiskom na strani koju treba spustiti, odnosno vratiti (sl.31.6.-c). U koherentnom tlu nije preporučljivo prekidati spuštanje bunara na duže vrijeme, jer kada se jednom savlada trenje, poslije proces spuštanja ide lakše. Ovo i zbog toga što kod dužih prekida dolazi do povećanja normalnih napona, a time i trenja, usljed plastičnog tečenja materijala.

2) Ispunjavanje bunara započinje nakon njegovog spuštanja do predviđene kote kako bi se dobio masivan

temelj za konstrukciju. Veoma rijetko se bunar ostavlja nezapunjen, ali ima slučajeva da se izbetonira samo jedan donji dio bunara, radi dobivanja veće nosivosti. Gornji dio zapuni se šljunkom, pijeskom, kamenom ili špar-betonom, do pune visine. Kada se radi pod vodom, najsigurnije je da se cio bunar zapuni betonom niže marke i obavezno izradi armirano-betonska konstrukcija nad bunarima radi prenošenja opterećenja na zidove bunara.

3) Spuštanje bunara iznad vode je složenije i zahtijeva moćna sredstva za rad nad vodom. Ako je stopa bunara sa nožem ili ako su dijelovi bunara izrađeni pored obale, oni se plutanjem dopreme na mjesto ugradnje i dizalicama postave na formirano tlo. Obično se betoniraju na kolicima pored obale i poslije očvršćavanja betona spuste čekrkom niz tračnice u vodu (sl.31.7.-a). Kod strmih obala ovo se spuštanje u vodu obavlja sa skele. Kod nižih vodostaja rijeke prave se vještačka ostrva i sa tako formiranog prostora bunar se spušta u tlo. Kada su veći nivoi vode, "vještačka ostrva" se prave pomoću zabijenih drvenih, čeličnih, ili betonskih talpi, obično okruglog oblika, i pijeska kojim se ispuni unutrašnji prostor. Na slici 31.7.-b dat je primjer temeljenja stubova mosta na brzoj rijeci Mississippi formiranjem vještačkog pješčanog ostrva od čeličnih talpi, unutar kojih je nasut pijesak. Promjeri ostrva bili su 34,0 i 37,0 m, i bili su okruženi sa dva reda šipova (Blaine, 1947).

NOŽICA BUNARA SA NOŽEM U

248

Temeljenje

CIJEVI ZA VODU POD PRITISKOM BRTVILA

SJECI VO

E

MLAZNIC ZA гт-

PODMAZIVANJE

*

Temeljenje

256


X Duboko-indirektno temeljenje______________________________________________________________________________ SI. 31.7. Metoda izrade i spuštanja donjeg gotovog dijela bunara tračnicama u vodu (a), te izrada i spuštanje bunara sa vještačkog pješčanog ostrva osiguraog metalnim talpama za most Bauton Rouge na rijeci Mississippi (b), (Blaine, 1947).

Za izradu i spuštanje bunara za stub mosta na rijeci Zambezi korišteni su pontoni, na kojima su instalirani svi pogoni za proizvodnju betona i

248

Temeljenje

Temeljenje

257

31. Temeljenje na bunarima X Duboko-indirektno temeljenje_______________________________________________________________________________________

komprimiranog zraka, pumpna, elektro i termo postrojenja, sa kranovima i dragom opremom neophodnom za izradu, iskop i spuštanje bunara (sl.31. 8.). Na sličan način izveden je veći broj temelja na bunarima za mostove na većim rijekama i kroz moćne riječne nanose (Tomlinson i Boorman, 1995).

Sl.31.8. Izrada, iskop i spuštanje bunara, sa plivajučih — pontonskih pogona za most na rijeci Zambezi (Howorth, 1937).

U svijetu je izvedeno više veoma dubokih bunara i značajnih promjera za temelje raznih objekata. Tako je npr: za prelaz 230 kV dalekovoda preko rijeke Jamuna u Bangladeshu (Bangladešu) izvedeno više bunara dubine preko 100 m, promjera preko 12,0 m (sl.31.9. - a). Smatra se daje ovo najveća dubina bunara u svijetu (Chandler, Peraine i dr., 1984; Hinch, Mc Doovvall i dr. 1984.). Pri punom koritu protiče 70.700 m 3/s vode, kada dubina iznosi 38,0 m. Za izvođenje ovih bunara bilo je potrebno oko bunara izvršiti potrebna osiguranja. Tlo u temeljnom dijelu bunara sastojalo se od zbijene prašine, fino zbijenog pijeska i šljunka. Dva su glavna problema bila vezana za metodu izvođenja bunara: (i) dubina vode u toku godišnje sezone i (ii) razvoj trenja zbog velike dubine. Za savladavanje trenja korišteno je injektiranje pomoću bentonitske suspenzije (a na dnu i cementne) kroz posebno ugrađen sistem cijevi i mlaznica (sl.31.9.-b). Najdublji bunar imao je 1188 mlaznica ugrađenih u 27 intervala po dubini.Analiziran je jedinični koeficijent trenja na više bunara K

©

И 2_

12. - 20 53.m SLABO 5 GRA NUURAN SREDNJI ŠLJUNAK

KORITO RIJEKE

.75 mm odvojena cijev za svaku visinu

MLAZNICA 11.mlaznica razmaku O.Bbrn u svakom . kvandrantu

■ t g S -Q Ov i uzet je 0,33 Oo'v.

гго

ч

/ M)

—'

2 0. -42 |2.438m V Temeljenje I -—RAZMAK - .--MJESTA 90 ZA 4520

258

|UWm BEnTONINTSKE _х_ SUSPENZIJE

ČELIČNA OŠTRI

FINO ORANULI

Temeljenje

251


® Sl.31.9. Presjek bunara za stub dalekovoda u Jamuna rijeci - Bangladesh (a), sa tlocrtom rasporeda injekcionog sistema za bentonitsku suspenziju (b), (Tomlinson i. Boorman, 1995). Bunar za mašinsku halu Hidroelektrane Obrovac, presjek (c'j i detalj stope bunara (d).

BUNA RSKI Вау mosta, Japan, na sistemu Sl.31.10. Temeljenje Yokohama ČEP bunara: postavljanje i spuštanje bunara sa broda dizalicom (a), te jaza iskopa, spuštanja bunara i bušenja stijenskog masiva (b), (Courtesy of the Metropolitan Expressway Public Autority oj Yokohama; Tomlinson i Boorman, 1995). Za smještaj ispod zemlje komplet strojarnice Hidroelektrane Obrovac u Hrvatskoj, u laporovitim glinama, izveden je bunar - šaht dubine 58,0 m i unutarnjeg dijametra 27,0 m (si. 31.9,-c i d). (Croatian National Electricitv, 1995). Smanjenje trenja po obodu šahta izvedeno je bentonitskom suspenzijom koja je utiskivana po cijelom obodu bunara. Temeljenje toranjskih stubova za most na Yokohama Вау, u Japanu, raspona 460,0 m, na grupi od devet otvorenih bunara dijametra 10,0 m, također je veoma interesantan primjer visokomehanizovanog konstrukterstva (sl.31.10.). Dubina temeljenja bila je oko 80,0 - 90,0 m ispod visokog vodostaja u Yokohama Вау. Dijelovi bunara rađeni su na suhom doku i sa privremeno zatvorenim dnom dovučeni plutajući na gradilište. Dizalicom sa plovnog objekta od 3000 t (sl.31.10.-a) postavljam su dijelovi bunara visine 27,0 m i uz kopanje grabilicom spuštani do predviđene kote. U stenskom masivu iskop je vršen rotacionom bušilicom (sl.31.10.-b). Bunari su zapunjeni betonom i na gornjem dijelu izvedena je konstrukcija mosta (Tomlinson i Boorman, 1995).

259

Temeljenje

Temeljenje

251


31.5. OPTEREĆENJE I DIMENZIONISANJE BUNARA Za Dimenzionisanje zidova bunara i noža sa prstenom bunara, potrebno je, kao i kod ostalih konstrukcija, izvršiti analizu opterećenja. Kod bunara to je, pored težine bunara i konstrukcije, opterećenja koja se nanose prilikom spuštanja bunara, opterećenja kod prenosa, transporta, spuštanja sa skele, ili kod plutanja na vodi, te sile trenja, koje se javljaju pri njegovom spuštanju. Vrlo često se ne proračunava konstrukcija malog bunara nego se konstruiše empirijski na bazi iskustva. Oni se računaju tada kao sastavni dio temelja: na njihovu nosivost, opterećenje na tlo, kao i na stabilnost temelja skupa sa bunarom, kao dijelom temelja. 31.5.1. OPTEREĆENJE BUNARA Proračun same konstrukcije bunara odnosi se na: nož, prsten i zid bunara, a nekada i libažne slojeve, kao i na moguću ekscentričnost cijelog bunara, koja može nastubiti prilikom spuštanja bunara. Proračun noža bunara i vijenca vrši se na opterećenja koja mogu nastati od načina potkopavanja. Proračunom se obuhvaćaju vertikalne, bočne, unutarnje i vanjske sile, pri čemu mogu nastubiti: pritisak, ekscentrični pritisak, zatezanje i savijanje. Proračun se provodi kao za otvorene sanduke i kesone, te ostale konstrukcije kružnog oblika. Za slučaj kamenitog materijala treba računati na neravnomjerno prenošenje opterećenja kao i na moguće udare pri spuštanju bunara. Zid bunara računa se na ravnomjerno raspoređen pritisak po obimu bunara i to od pritiska tla i vode i moguće horizontalne sile pri eventualnom ispravljanju bunara. Neravnomjeran pritisak nastaje čim se naginje bunar, pa treba zid bunara kontrolisati i na neravnomjerno raspoređeni pritisak na zid bunara. Za neravnomjerno opterećenje uzeti najveću moguću 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 (cr v) i horizontalni (a„) napon u tlu, uz zidove bunara, linearno raste sa dubinom i iznosi (sl.31.11.):

(31.1.)

o h = K 0 a v = K 0 y - z , gdje je Ko-koeficijent mirovanja prije objašnjen. Kada se bunar spušta, materijal uz bunar se razrahljuje, posebno ispod noža, zbog potkopavanja, pa tu nastaje aktivno stanje sloma (sl.31.1 l.b), te se pritisak uz zidove bunara smanjuje na veličinu aktivnog pritiska (sl.31.1 l.-c) (Nonveiller, 1981). Sl.31.11.

Promjena napona pri kopanju bunara: naponi na površini prije (a) i u toku iskopa (b), sa dijagramom bočnog

6h

0

=K

t z

napona (c).

Distribuciju napona oko kružnog otvora, prema teoriji elastičnosti i plastičnosti izučavali su mnogi autori. U osnovi se, nakon iskopa u tlu ili stenskom masivu, formiraju tri zone:(i) rastresita ili rasteretna, (ii) ojačana, ili zona povećanih napona i (iii) elastična ili zona prirodnih napona (sl.31.12.-a).

260

Temeljenje

Temeljenje

251


Sl.31.12. Distribucija bočnih napona na omotaču bunara: šema raspodjele napona (a r olr a„j po dubini i stvorenim zonama (a), te dijagram za koeficijente bočnog napona (b).

Prema Terzaghiju (1943), naponi oko iskopanog otvora u elastičnom poluprostoru mijenjaju se ovisno o odstojanju od oboda otvora (sl.31.12.-a). Normalni naponi u radijalnom pravcu (cr r) smanjuju se od prirodne veličine na nulu, uz samu stijenku iskopa, dok se normalni tangencijalni naponi (сте) u smjera tangente, povećavaju na dvostruku vrijednost prirodnog - geološkog (gravitcionog) napona (rj). Radijalni napon se povećava, a tangencijalni smanjuje,

261

Temeljenje

Temeljenje

251


X Duboko-indirektno temeljenje počev od iskopa u dubinu i na približno 5r0 od osovine otvora doseže prvobitnu prirodnu veličinu. U rastresitoj zoni ili zoni oslobođenih napona dolazi do ispadanja materijala, posebno u sipkom materijalu i do urušavanja, ukoliko nije osigurano podgradom, koja preuzima napon veličine 0 Prema teoriji plastičnosti dobije se da je tangencionalni napon (о\) normalan na radijalne ravni, u zoni iskopa, znatno manji od onoga dobivenog prema teoriji elastičnosti, a da radijalni naponi na granici iskopa rastu do granične veličine o"0 (sl.31.12.-a). U literaturi postoje izvedeni izrazi za normalne napone u radijalnom i tangencijalnom smjeru i za oba stanja materijala, dok se napon na obodu iskopa (cr 0) može t izraziti ovisno o težini materijala (у) i radijusu iskopa (r0), u obliku: (31.2.) 0 a 0

a.

(a,

a =m -уг .

Koeficijent bočnog napona (m_) dobije se za razne odnose z/r„, na slici 31.12.-b (Nonveiller, 1981).

31.5.2. TRENJE NA OMOTAČU BUNARA Proučavanje trenja na omotaču bunara veoma je značajno radi određivanja težine bunara u fazi spuštanja. Kod proračuna trenja po omotaču bunara treba imati u vidu karakteristike pojedinih slojeva tla. Kada se ukupni otpor spuštanju (T) računa iz aktivnog pritiska (P A), ugla trenja (б) i eventualne adhezije (ca), može se napisati izraz u obliku (sl.31.13.-a):

T = P A -sinS+c a -z,

(31.3.)

T = P A -tg(p.

(31.4.)

ili u opštem obliku: Laboratorijskim ispitivanjem ugla trenja (б) i adhezije (ca), između omotača bunara i tla, ne mogu se dobiti dovoljno pouzdani podaci, jer ovise o mnogo faktora. Radi ovoga se u praksi većinom računa sa iskustvenim specifičnim otporom trenja (f), te je sila otpora tla: T = 0- f , (31.5.) gdje je: O- . površina obima na kojoj se omotač bunara dodiruje sa slojevima tla (m2); f- specifični otpor trenja između omotača i tla (kN/m2), (tabela 14.6.). Specifični otpor (f) ovisi o vrsti i zbijenosti materijala i ispitivanjem je ustanovljeno da je do dubine 5,0 7,0 m linearno promjenljiva veličina, a dalje u dubinu približno konstantna vrijednost (sl.31.13.-b). Ispitivanjem specifičnog trenja (koeficijenta trenja), kod izgradnje nekih mostova, ustanovljene su i veće vrijednosti od pomenutih. Tako npr.: pri spuštanju bunara kroz šljunkovit nanos dobiven je f=30 kN/m 2, a kroz prekonsolidovanu čvrstu glinu f=l 10 kN/m2 (Nonveiller, 1981). Za normalno spuštanje bunara treba u osnovi udovoljiti slijedećim uslovima: a) Težina bunara (W) treba da bude toliko velika da se on potkopavanjem može spustiti, tj.: (31.6.)

W > T. ®

®

HkN/m2) Zr5.0-70m J___ frconsl T=|(PAsm.+C_-ZM. 256

Temeljenje

Temeljenjt 257



7

Z(m!

Sl.31.13. Bočni pritisak i trenje na zidove bunara i otpor prodiranju noža: bočni pritisak (P A ) i trenje (T) na zidove bunara (a), razvoj specifičnog trenja (f ) po dubini (b ) i otpor prodiranja na vrhu bunarskog noža (c). Kada nije udovoljeno ovoj jednadžbi, bunar se potkopavanjem ne spušta, te ga je potrebno dodatno opterećivati. U ovome slučaju se materijal ispod noža utiskuje sa strane u bunar, tako da ukupna količina iskopanog materijala biva veća od volumena temelja. Radi sigurnosti uzima se daje težina bunara:

W > F - T, odnosno sila otpora:

W P т<—,m т<-*-tg
T A <—{P A -smS+c a -z),

(31.7.)

j

gdje je: FS>1,5 - faktor sigurnosti (koeficijent sigurnosti Ks).

b) Težina bunara ne treba biti tolika da se nož previše duboko samostalno ukopa u tlo, a to nastuba kod nekontrolisanog tonjenja bunara. Maksimalna težina bunara mora zadovoljiti relaciju: W ]ЈГ W, treba dodati vertikalno opterećenje (P); ono treba u ovome slučaju da iznosi: P>(%T- 2W)' (31.9.) Faktor sigurnosti u ovome slučaju OJ ovisi o tačnosti pretpostavljenog trenja i = uzima se veći od 1,5 - 4,0. U praksi se za iznalaženje sila trenja koristi sila mirovanja (Po), uz koeficijent mirovanja (Ko=l-sin
256

Temeljenje

(31.13 .)

M„ = (W-T! Temeljenjt 257 81.31.14. Pritisak vode i tla na zid bunara (e*£-)= ^-P-z(a). Distribucija ravnomjernih i neravnomjernih pritisaka sa statičkim veličinama na isječku u horizontalnoj ravni bunara (b i c) (Kostič, 1968). Opterećenje i momenti pri naginjanju bunara



f

te je:

(31.10.)

31.5.3. DIMENZIONISANJE ZIDOVA BUNARA Na zid bunara djeluje aktivni pritisak tla (Pa), koji je obrađen u prethodnim tačkama, kao i hidrostatski pritisak vode (Pw), u cijelosti po čitavoj dubini ako se voda ispumpava iz bunara, ili samo pritisak koji odgovara razlici nivoa vode u bunaru i izvan njega (sl.31.14.-a). Dok se spušta bunar, on se, također, može nageti i tada nastaju momenti savijanja uzduž vertikalne osi, pa se mogu pojaviti zatežuće pukotine na omotaču. Za proračunate momente savijanja (sl.31.14.-d) potrebno je predvidjeti uzdužnu armaturu. U ovome slučaju granična vrijednost bočnog pritiska na zidovima bunara može dostići vrijednost pasivnog otpora tla (P p). Debljina zidova bunara najčešće ovisi o potrebnoj težini za vrijeme spuštanja, a ona je najčešće tolika da ne premašuje dopuštene napone za beton. Kod većih bunara Dimenzionisanje njegovih zidova vrši se za prije navedena opterećenja. Međutim, zbog najčešće neravnomjernog opterećenja tla po dubini omotača, u račun se uvodi neravnomjeran pritisak tla, dok je pritisak vode uvijek linearno promjenljiv po dubini (sl.31.14.-a i b). Pretpostavlja se da u jednom pravcu djeluje na dubini z najveći mogući pritisak (sl.31.14.-b i c): Pn^^P^+Pa' (31-П-) a u drugom pravcu najmanji pritisak: Рит=Р*(31.12.) Sa ovom pretpostavkom dobije se slijedeći odnos pritisaka, koji se koriste za iznalaženje statičkih veličina: P'max

256

Temeljenje

Temeljenjt 257

__________________________



Za kružni presjek momenti i normalne sile u tačkama presjeka a i b dobiju se iz izraza za (Kostić, 1968 ): momente: normalne sile:

Мл=-0Л49Л,Ш! . r ^ =Pmi„ •

2

-co'; Mb=+0,U7p

m i a

-r2.co';

Kl + 0,785-ш')

(31.14.)

Indian Roads Congress (1984) preporučuje jednadžbu za proračun debljine stijenke bunara (ali ne manje od Q,5m): d = KBsf J (m), (31.18.) gdje je: Kkonstanta ovisna o vrsti tla i tipu bunara (tabela 31.1.); B(m)- vanjski dijametar bunara kružnog oblika; / (m)- dubina bunara ispod niskog vodostaja vode, ili nivoa tla, uzima se veća vrijednost.

naponi (31Л5 se ^ = T ± wZa• ovakvo ekscentrično opterećenje -} dobiju iz poznatog izraza: N , M A W a za slučaj ravnomjernog opterećenja centrični pritisak bit će: N = p - r . (31.16.) Dimenzionira se po teoriji armiranog betona, obično donji, kao najviše opterećeni, i gornji kao najmanje opterećeni presjek. U literaturi postoje iskustveni izrazi za Dimenzionisanje zidova bunara. Tako npr. obrazac Lamea ima oblik: ad = A

-_1 Л /2 (31.17.)

gdje je: a- dopušteni napon materijala zida bunara. Vrijednosti koeficijenta K za definisanje debljine bunara ili sanduka za Tip bunara ili sandukaluueia Ji.i. : : temeljenje - 'VRSTA TLA PRliTEZNOPRETEŽNOPJESKOVITOGLINOVITOSamostalan kružni oblik bunara od ...........^t:;':y'betona" -\'ј'-ј0,0300,033DupliD Sanduk od betona0,0390,043Samostalni kružni oblik zidan0,0470,052Dupli D sanduk zidan opekom0,0620.068260Temeljenje

31.6. BUNARI KAO TEMELJI OBJEKATA Bunari obično čine sastavni dio temelja objekata, odnosno konstrukcije, na tlu ili iznad vode. Zbog ovoga je potrebno izvršiti analizu nosivosti bunara i tla ispod njega, uključujući cjelukupno opterećenje objekta, računajući sistem kao stabilne temelje oslonjene najčešće preko površine dna bunara. 31.6.1. PRIMENA BUNARA KAO TEMELJA

Temeljenje

261

__________________________



Bunari se kao temelji primjenjuju pojedinačno ili u grupi. Način primjene ovisi o veličini i koncentrisanosti opterećenja, veličine odnosa vertikalnog i horizontalniog ukupnog opterećenja, oblika temeljne konstrukcije, kao i od nosivosti tla na koje se oslanja bunar. Pojedinačni bunari su manjeg promjera i nalaze se ispod temelja, samo na pojedinim mjestima i na većem odstojanju. Oni su najčešće opterećeni vertikalnim malim opterećenjima. Stopa temelja iznad bunara, ako je šira od dimenzije bunara, treba da je bar 30 - 50 cm izvan ivice bunara radi obezbjeđenja mogućnosti skretanja bunara pri njegovom spuštanju. Samostalni bunari su većih promjera i obično nemaju temeljnu stopu, već bunari zamjenjuju samostalne masivne temelje. Ako je samo jedan bunar, onda je on obično velikog prečnika, što ovisi o vrsti i dimenzijama konstrukcije. Ispod dalekovodnih, telekomunikacionih i drugih stubova obično su samostalni i veći bunari, kao i bunari za druge namjene (si. 31.9.). Češći je slučaj da ima dva ili tri bunara u jednom redu, što ovisi, također, od veličine bunara i dužine konstrukcije iznad bunara. Ispod mostovnih stubova najčešće se projektuju dva ili tri bunara, koja se konstrukcijom stuba međusobno povezu. Ispod kejskih zidova na pristaništima može biti u jednom redu više bunara povezanih kejskom konstrukcijom. U ovome slučaju mora se voditi računa o međurazmaku, koji treba da iznosi minimum 1,0 m, kako ne bi bilo poteškoća pri spuštanju bunara. Kada je veći razmak između bunara, mora se predvidjeti konstrukcija za prenošenje opterećenja sa kontinualne konstrukcije na bunar. Čest je slučaj izgradnje bunara većih promjera na vodi, kao što su, naprimjer, mostovni stubovi. Da bi se

Sl.3I.15. Šematski prikaz proračuna napona pod temeljom ispod bunara (sanduka B-L) (a) (Nonveiller, 1981), i prikaz pojačanja čepa (nakon njegove izrade pod vodom) poslije ispumpavanja vode (b). izbjeglo suženje profila za proticanje vode, izvode se nekada bunari sa gornjim krajem ispod nivoa terena. Da bi se bunari mogli spustiti, a i radi obezbjeđenja izvođenja donjih delova mostovnih stubova, izvodi se privremena zaštita oslonjenja na konstrukciju bunara sa visinom do iznad niskog nivoa vode. Kada se ovi radovi završe, uklanja se ova privremena konstrukcija. Bunari u grupi obično su mali i u većem broju obuhvaćaju širu temeljnu stopu, slično šipovima većih promjera. Raspored bunara u osnovi može biti sličan rasporedu šipova ispod temelja. Kod ovoga važno je predvidjeti dovoljno međuodstojanje radi mogućnosti rada i eventualne devijacije bunara.

31.6.2. PRORAČUN TEMELJA NA BUNARIMA Način proračuna nosivosti bunara ovisi od njegova oblika i veličine, kao i od tla na koje se oslanja bunar. Bunare ne bi trebalo računati na nosivost trenjem izuzev kod sasvim malih bunara, a u tom slučaju se mogu tretirati kao šipovi velikih promjera. Za temelje značajnih inženjerskih konstrukcija bunare treba računati kao stabilne temelje, koji se oslanjaju samo preko donje površine bunara. Pojedinačni bunari ispod konstrukcija na većim odstojanjima računaju se za vertikalna opterećenja, jer su horizontalna opterećenja u ovim slučajevima obično neznatna. U izvjesnim slučajevima potrebno je provesti proračun za ekscentricitet, koji može nastati pomjeranjem bunara pri njegovom spuštanju.

Temeljenje

261

__________________________



Mali bunari u grupi statički se tretiraju kao grupe nezavisnih elemenata vezani krutom temeljnom pločom, slično vertikalnim šipovima u grupi. Prema tome, treba proračunati nosivost tla ispod bunara i njihovu stabilnost. Prvo se u grupi bunara nađu opterećenja najviše opterećenih bunara prema položaju rezultante opterećenja, pa se za ta opterećenja provjeravaju ivični naponi na tlo ispod osnove bunara. Samostalni bunari se u statičkom pogledu proračunavaju gotovo uvijek kao masivni temelji sa svim nepovoljnim opterećenjima. Ne računa se sa bočnim opterećenjem tla, već se iznalaze ivični naponi na tlo, kao i stabilnost na prevrtanje i klizanje. Koje sile djeluju i kakav je generalni princip proračuna temelja nad bunarom, vidljivo je iz primjera na slici 31.15. - a. Na temelj dimenzija LxB, koji je opterećen silom G i horizontalnim silama H x i Ну, djeluju Uopšteno slijedeće sile: Gtežina gornje konstrukcije; Hx i Hykomponente horizontalne sile konstrukcije; 7 Gj = l , • b težina stuba i temelja iznad najnižeg nivoa vode;

y G2 — V2 ■ y'b - težina temelja (bunara) ispod najnižeg nivoa vode; W l = t V l -y - težina tla iznad NPV; W 2 = V2 ■ у' - težina tla ispod NPV;

у,у'jedinična težina materijala iznad i ispod NPV; Yb i YV jedinična težina betona iznad i ispod NPV; Ukupna vertikalna sila, sa izračunatim težinama, koja djeluje na temeljnu plohu je: 0=0+0,+G2+Wl+W2^G+Vl-Yb+V2.Y'b+lVr +lV2-Y'- (31.19.) Pomoću ove sile i horizontalnih komponenti H x i Hy opterećenja stuba izračuna se grafički ili analitički rezultanta R i njeno sjecište sa temeljnom plohom

r

Temeljenje

261

SI. Temeljenje na bunarima X Duboko-indirektno temeljenje

(tačka A) udaljeno ex i ev od težišta temeljne spojnice. Iz ovih podataka izračunavaju se ivični naponi (a u) na svim uglovima temeljne plohe. Ekscentriciteti se dobiju iz izraza: H y {h + D) H x {h + D) Q ' Gma* i Gmin - maksimalnim i minimalnim opterećenjem, koja treba računati sa Yb i Y'b, tj. betonom iznad i ispod odgovarajućih nivoa vode; Hi i Нг - horizontalnom silom upravno i u pravcu glavne ose; Mi i M_- momentima oko duže osovine i sa njom paralelno. Ispod nivoa jednog bunara, pored pola opterećenja od Grax i G„_, djeluje težina bunara (Gi) i težina tla (G2), koje treba računati sa y' b i у' • Ispitivanjem se trebaju ustanoviti parametri čvrstoće na smicanju kao i proračun dopuštene nosivosti tla (o~t)-

®

Sl.31.16. Prikaz temelja stupa mosta na dva bunara: podužni presjek (a), poprečni presjek (b) i tlocrt bunara (c). (31.20.)

e

1 < 6

1т — /з 6 ^

;

e

<

—

L;

za

pravokutan

presjek,

kada se ne pojavljuje zatezanje. Ekscentricitet (ex i ey) ovisi o veličini horizontalnih komponenti opterećenja i ukupne težine temelja. U proračunu opterećenja (jedn.31.19.) nisu uzeti u obzir sile trenja (T) i aktivni pritisak (P„) na omotaču bunara (sanduka), računajući da će se one vremenom smanjiti, ili nestati, što bi inače smanjilo ukupnu silu (Q). Ako ekscentriciteti nisu veliki, nije potrebna velika težina ukupnih temelja, te se ostavlja šupljina u bunaru. Nakon spuštanja bunara izbetonira se obično betonski čep pod vodom (I faza) i poslije ispumpa voda iz bunara. U ovome slučaju težina čepa treba da bude tolika da se odupre razlici pritisaka vode, tj. (sl.31.15.-b): h -ув

= ћџУцг>te Je visina čepa:

1 , , h = —hwYw

(31.21.) (31-22.)

n 264

Temeljenje

Temeljenje

265

SI. Temeljenje na bunarima X Duboko-indirektno temeljenje

Teng (1962) daje empirijske izraze za debljinu čepa (Braja, 1995). Kada se ispumpa voda, može se injektiranjem ojačati kontakt između bunara, čepa i tla, čime se obezbjeđuje bolji prenos sila na tlo. Po potrebi može se ojačati armirano-betonskom pločom da bi se potpuno osigurao prenos sila sa zidova bunara na tlo. Kod prevelikog ekscentriciteta na temeljnoj plohi ukupna težina može se povećati zapunjavanjem šupljeg prostora šljunkom, pijeskom ili mršavim betonom. Ako se popunjava bunar mršavim betonom, nije potrebno izvoditi armirano-betonsku ploču, jer se sile direktno prenose na temeljnu plohu. Za još jedan praktični primjer daje se generalni princip proračuna dva bunara, kao temelja mostovnog stuba (sl.31.16.), opterećenog u visini gornje ivice bunara sa: Za pretpostavljene dimenzije bunara (sl.31.16.) proračuna se maksimalni vertikalni pritisak na bunar od vertikalnog opterećenja stuba (GN_x/2), težine bunara (GT), težine tla oko i iznad bunara sa у' (G2) i od momenta (M2), tj.: G M G 2 = Vy' ; G, (31.23.) G'____; G, = V j l \ 2 h tako da će ukupno vertikalno opterećenje iznositi:

264

Temeljenje

Temeljenje

265



%V = ^ G = G ' + G

266

1 +

G2+G3.

Temeljenje

Temeljenje

267



(31.24.)

266

Temeljenje

Temeljenje

267



proračun slični su kao I kod bunara, te će se ovdje obrazložiti samo oni elementi, koji se unekoliko razlikuju od bunara. Za jedan (naj opterećeniji) bunar preračunaju se momenti oko: Л 1/ \ podužne ose: M [ = — (M, + H, ■ h ) 31.7.1. PRIMENA I OBLICI SANDUČASTIH BUNARA kraće ose: M'

sumarni

2

= —■ H , • h

, kao i

moment: M = ( М'J + ( М'J . Iz prethodnog proizlazi napon na tlo

У

(31.26.)

Na sličan način proračuna se najmanji pritisak na tlo (0™). Maksimalni napon treba biti manji od odop za ispitano tlo ispod bunara. Stabilnost na prevrtanje vjerovatno ne dolazi u obzir, a stabilnost protiv klizanja proračuna se iz najmanjeg vertikalnog opterećenja У ш i najveće horizontalne sile:

266

Temeljenje

Temeljenje

267



> J

266

Temeljenje

Temeljenje

267



(31.25.)

266

Temeljenje

Temeljenje

267



Kod veoma velikih opterećenja, koja su koncentrisana na manjoj površini, Primena većeg broja okruglih bunara ili jednog većeg bunara može biti neekonomična, radi čega se obično koriste sandučasti bunari. Osim ovoga, sandučasti bunari su prilagodljiviji obliku temeljne konstrukcije, odnosno spoljnom opterećenju. Sandučasti bunari, isto tako, mogu biti povoljniji pri spuštanju kroz tlo, nego više kružnih bunara, naročito kada je veća dubina temeljenja i u koherentnim materijalima, gdje pritisci mogu biti veliki i promjenljiviji. Radi veće slobodne površine za rad mogu se upotrijebiti efikasnija sredstva za iskop i pumpanje vode, nego kada su bunari manjih prečnika. Kada se naiđe na smetnje, ialiko je njihovo odstranjivanje zbog većeg slobodnog prostora i mogućnosti primjene jačih sredstava za rad. Zidovi bunara opterećeni su silama pritiska dok su zidovi sanduka izloženi i savijanju, te bi u ovome slučaju prednost bila na strani bunara. Sanduci su pogodniji za prelaz na pneumatske temeljenje, ako se u procesu rada ukaže takva potreba. Za izradu sandučastih bunara gotovo isključivo se koristi armirani beton, a samo u izvjesnim slučajevima mogu se kombinovati beton i armirani beton. Nož sanduka je najčešće od čelika, a rjeđe samo od armiranog betona. H=

®

(31.27.)

o tri LO

2.5-

o в2-

020050

f te

i

2.5 f5.0 I

«------i

2

+ {

2

i

\ -1t ] J

W

ma

2.5-4.0-

5.0

l

215-5.0

SI.31.17. Šematski prikaz nekih oblika sandučastih bunara saш o m jednom (a,b,c,d) i više (ej) komora.

2 l J

Ч

)

asilatrenjaizračunasenajedanodobjašnjenihnačina,npr: (31.28.) H

Za pretpostavljene dimenzije bunara (D} i D2) izvrši se kontrola napona, na gornjem i donjem kraju bunara, prema izrazima u jednadžbama 31.14. i 31.15., ili na bilo koji prije opisani način. Veličina ekscentriciteta pronalazi se na način dat u prethodnom primjeru. 31.7. TEMELJENJE NA SANDUČAST1M BUNARIMA Pored otvorenih bunara, u temeljenju objekata koriste se i otvoreni sanduci - sandučasti bunari raznih oblika i veličina. Njihova Primena, izrada, spuštanje i Otvoreni sanduci, koji se nekada nazivaju i otvoreni kesoni, čine najčešće relativno velike objekte, za koje je potrebno izraditi ^-.mpietne projekte sa statičkim proračunima. Konstruktivni oblici u osnovi su različiti i prilagođavaju se dimenzijama i oblicima temelja konstrukcije. Obično su pravougaonog ili kombinovanog oblika, bez podjela, ili sa jednom ili više unutrašnjih pregrada (sl.31.17.). Ove pregrade mogu biti privremenog karaktera, a uklanjaju prilikom punjenja sanduka. Bočne vanjske strane rade se, kao i kod bunara, u nagibu, radi lakšeg prodiranja u tlo, a unutarnje su obično vertikalne, što omogućuje korištenje klizne oplate (sl.31.18.). Na ovaj način dobije se u dnu veća debljina zida nego na vrhu sanduka, što je i statički povoljnije. Pošto su zidovi sanduka izloženi savijanju, uglovi i ukrštanja izloženi su većim momentima savijanja nego u poljima zbog čega se ojačavaju vutama. Da bi se smanjili momenti savijanja, kod dugačkih zidova sanduka projektuju se poprečni i podužni pregradni zidovi (sl.31,17.-e,f). Pregradni zidovi mogu biti po čitavoj visini sanduka ili samo najednom dijelu njegove visine. U ovome slučaju dobro je da se izostavi dio pregradnog zida u donjem njegovom dijelu, čime se omogućuje prelaz iz jedne komore u drugu. Ovakav slučaj povoljan je kod prelaza na pneumatsko temeljenje. Kod većeg doticaja vode povoljnije je imati više komora, jer se tada voda može ispumpati iz pojedinačnih komora.

266

Temeljenje

Temeljenje

267



Debljina zidova sandučastog bunara ovisi od statičkih veličina, ali na vrhu ne bi trebala biti tanja od 15 cm (sl.31.18.), kada su od armiranog betona, a 30-50 cm, kada su od nabijenog betona. Međutim, debljine zidova mogu biti i veće, ako je potrebna veća težina radi savladavanja trenja po obodu sanduka. Kada je otvoreni sanduk u vodi, pa je potrebna veća visina zidova nego za definitivan temelj, može se na vanjskim zidovima za temelj izraditi privremeni tanji zid, kao i kod već pomenutih bunara.

131.18. Primjer pravougaonog podužnog (a), poprečnog (b) i horizontalnog presjeka (c) sandučastog bunara, sa detalj om vule (d). Izrada, postavljanje i pumpanje vode iz sanduka slično je kao i kod opisanog načina za bunare. Sve aktivnosti na formiranju temelja sa sanducima slične su fazama rada za temelje na okruglim bunarima. Zapunjavanjem komora sanduka mogu se vršiti razne kombinacije, ovisno o položaju ćelije prema spoljašnjoj strani temelja. Kombinovano zapunjavanje komora, posebno je pogodno kod izrade kejova ili potpornih konstrukcija. Čest je slučaj temeljenja na više otvorenih sanduka kada se oni povezuju armirano-betonskom konstrukcijom. U ovome slučaju pojedine komore mogu se izvesti na manjim visinama, što ovisi o vrsti građevine i statičkim zahtjevima. 31.7.2. PRORAČUNSANDUČASTIHBUNARA Proračun temelja izvedenih pomoću otvorenih sandučastih bunara ne razlikuje se od proračuna masivnih temelja izvedenih na uobičajene načine. Statički proračun sastoji se u uobičajenoj analizi opterećenja, određivanju debljine zidova sanduka opterećenih i momentom savijanja, te provjeri ivičnih napona na tlo ispod sanduka. U obzir dolaze: (i) opterećenja od konstrukcije objekta, (ii) vertikalna opterećenja od konstrukcije sanduka i tla, (iii) bočni pritisci tla i (iv) pritisak od vode. Kod proračuna treba uzeti u obzir najnepovoljnije opterećenje koje se može javiti u toku građenja.

Sl.31.19. Šematski prikaz proračuna zida sanduka: aktivni pritisak tla (a), šema opterećenja jednog odsječka rama (h), dijagram momenata sanduka (c), za jedan odsječak visine, sa "semom djelovanja sila u presjeku (l)-(l).

266

Temeljenje

Temeljenje

267



Sandučasti bunari računaju se kao zatvorene ramovske konstrukcije, sa bočnim pritiscima tla i vode, koji imaju trouglastu raspodjelu pritiska po dubini. Statičke veličine pritiska (p„) određuju se za razne visine sanduka (D/n), s tim da se trouglasto opterećenje zamijeni ravnomjernim opterećenjem za pojedine vertikalne zidne odsječke (sl.31.19.). Pri ovoj pretpostavci treba imati u vidu da može nastubiti neravnomjerna raspodjela tla usljed različitog sastava tla i neravnomjernog nalijeganja noža sanduka. Zbog mogućih udara, prilikom spuštanja sanduka, potrebno je računati sa dinamičkim koeficijentom ili povećati koeficijent sigurnosti. Kako su stranice bunara kratke, tj. ograničene su dužine, ne može se u potpunosti razviti aktivni klin, radi čega se vrši redukcija aktivnog pritiska (sl.31.20.-b). Sile trenja (T) koje djeluju kao dodatni otpor na krajevima aktivnog klina utječu na promjenu ukupne veličine aktivnog pritiska tla na zidove masivnog temelja. Može se dokazati daje sila aktivnog pritiska (_Р'а), uzimajući u obzir sile trenja (T), jednaka (Nonveiller, 1981): _1 2'

(31.29.) 2 l An = ~ y - D K A L P>,P,-2T = a-,P„; ,P

2T

1 (31.30.)

r

=1

-DK0tgq>

opterećenje na sanduk (ram) na nekoj dubini z na bazi kojeg se proračunaju momenti savijanja na zidovima bunara - rama (sl.31.20.-c). Koeficijent a redukcije aktivnog pritiska (Nonveiller, 1981) Tabela 31.2. А ZA Ф=

D/L _20° __30° 0,5 _ 2.0 41,00,33 0,7 0,50,67 70,20,84 0,8 0,10,93 8 0,97

~36C

6,22 0,61 0,80 0,92 0,96

U konstrukciji sandučastog bunara proračunava se: (i) nož i prsten sa nožem, (ii) zidovi, (iii) ukrućenja, i/ili (iv) tavanice, ukoliko se prelazi na pneumatsko temeljenje. Nož se računa kao da je oslonjen po cijeloj dužini ili delomično sa bočnim pritiscima sa unutarnje i vanjske strane, kao konzola iz zida. Sistem konstrukcije zida za horizontalna opterećenja je zatvoren ram, sa jednim ili više otvora, izložen savijanju i aksijalnom pritisku, od opterećenja tlom i vodom (sl.31.19.-a i 31.20.-c). Treba voditi računa da je svaki presjek zida sanduka izložen ekscentričnom pritisku (sl.31.19.-b).

®

0

4 r

PZ=/V

Q

,

I ©

\

® ••' 1 -gs !1

AS i.(w-T)-

fai

\

! FT

_L

B

=4 (WT!

Ј-КД * ---------------L—

SI. 31. 20. Opterećenja i momenti savijanja horizontalnih presjeka bunara: vertikalni presjek (a), opterećenje pritiskom tla i vode (b), tlocrt opterećenja i momenata savijanja na dubini z(c).

270

Temeljenje

271 Temeljenje



Uzimajući: Ko=l-sin(p i c=0, dobije se a iz tabele 31.2. Raspodjela ovog koeficijenta neće biti linearna, nego će se sa dubinom smanjivati i to tako da počinje sa tangentom na linearnu raspodjelu aktivnog pritiska (sl.31.20.-b). Ovako reduciran aktivni pritisak (iP'3=pa, na slici 31.20.-b,c) sa pritiskom vode (ан) je A = y-(W-TK^ Sl.31.21. Ekstremna opterećenja u vertikalnom uzdužnom presjeku sandučastog bunara: težina se prenosi na krajeve noža (a), odnosno na srednji dio noža (b), (prema Nonveilleru, 1981).

Pri spuštanju sanduka može se desiti da se prenos težine koncentriše samo na neke dijelove noža. Moguća su dva ekstremna sIučaja:(i)cjelokupna dužina prenosi se na kraću stranicu, kada se dobije najveći moment savijanja u uzdužnim zidovima sanduka, kojim se određuje potrebna armatura u vijencu noža (sl.31.21 .a) i (ii) cjelokupna težina prenosi se na srednjem dijelu duže stranice sanduka, kada se dobije moment savijanja, kojim se definiše uzdužna armatura u gornjem dijelu sandučastog bunara (sl.31.21 ,-b). Maksimalni momenti za ova dva slučaja nesimetričnog opterećenja noža dobiju se iz izraza, prema slici 31.21.:

^(W-rf

|-4

zaFz,, У

(31.31.)

L zaFz 31.8.1. PRIMENA, IZRADA I SPUŠTANJE SANDUKA SA DNOM Primena sanduka od armiranog betona sa dnom ograničena je samo na slučajeve temeljenja objekata u vodi veće dubine. Njihova Primena je pogodna na lokacijama koje posjeduju dovoljnu nosivost na samoj površini tla. Međutim, oni se koriste i u slučaju slabije nosivosti površinskog tla, s tim da se na jedan od mogućih tehničkih zahvata izvrši ojačanje tla kamenim nabačajem ili se izbageruje slabo tlo (sl.31.23.). Ovakvi sanduci se rijetko primjenjuju ako se nosivo tlo nalazi duboko ispod površine tla pod vodom. U izvjesnim slučajevima sandučasti bunari sa dnom se kombinuju sa šipovima preko kojih se opterećenje prenosi na dublje slojeve tla (sl.31.24.-b).

rain .N V

Ovakav proračun ponavlja se za razne faze spuštanja sandučastog bunara po dubini z, kako bi se našla najveća armatura {pz u vijencu noža i :FZ u gornjem dijelu, te u raznim dubinama sandučastog bunara. Osim ove horizontalne armature, potrebna je i vertikalna armatura povezana za vijenac noža, kako bi se osigurala cjelina sanduka, pri njegovom spuštanju. Eventualne napone zatezanja, koji bi nastali zbog djelimičnog "ovješenja" sanduka tokom spuštanja, treba da preuzme ova vertikalna armatura. Iznalaženje momenata i provjera napona sandučastog bunara pri njegovom naginjanju kod spuštanja predočeno je slikom 31.14.-d., a metod proračuna napona ispod temelja sandučastog bunara slikom 31.15. 31.8. TEMELJENJE NA SANDUCIMA SA DNOM

270

Temeljenje

271 Temeljenje



Sanduci sa dnom su po obliku slični sanducima bez dna. Konstrukcija je izvedena od relativno tankih armatumo-betonskih zidova, ploča i dna povezanih u jednu simetričnu, ili asimetričnu cjelinu, obično ojačanu u uglovima vutama (sl.31.22.). Mogu biti samo sa jednom ili više ćelija različitih visina, koje se mogu koristiti kao samostalne ili međusobno povezane. Specifičnost ovih sanduka je u tome što se projektuju i proračunavaju ne samo za nošenje, već i za plutanje na vodi. S obzirom, da imaju dno, kroz sanduke se ne može vršiti kopanje već prije njihovog spuštanja na projektovanu lokaciju tlo mora biti dobro pripremljeno. Zbog tanke konstrukcije sanduka sa dnom, oni su lahki, za transport i spuštanje kroz vodu, a ujedno su i sastavni dio temelja, a tada se obično popunjavaju materijalima koji nisu skupi. Ovi i drugi elementi doprinose da ovakva temeljna konstrukcija ne bude skupo rješenje. Sl.3l.22. Primjeri simetričnih (a,b,d) i nesimetričnih (c) sanduka sa dnom, sa konzolnim ispustima i bez njih. Najčešće se ovi sandučasti bunari koriste za kejske zidove i/ili zaštitne, odnosno potporne konstrukcije temeljene u vodi. U ovome slučaju zidovi sanduka mogu biti različitih visina, posebno onih do tla (sl.31.22.-c), kao i različitih debljina, ovisno u statičnom konceptu temelja (sl.31.22.-d). Gotovo uvijek su i niži zidovi izvan nivoa vode, a tada se sanduk vuče plivanjem do mjesta spuštanja. Izrada sanduka sa dnom vrši se izvan mjesta ugradnje. Veoma rijetko se u praksi rade na skelama ili na plovnim objektima. Obično se betoniraju u oplati, na obali rijeke i spuštaju u vodu: (i) iz napravljenog doka, u koji se nakon betoniranja upušta voda i najlakše uključuje u vodni tok; (ii) putem rampe (sl.31.23.-a,b) sa kolosijekom i kolicima ili bez njih (sl.31.7.-a); te (iii) bagerovanjem dijela pješčane obale oko izvedenog sanduka čime se on spusti u vodu (sl.32.5.-a). Sanduci sa dnom koriste se za temeljenje mostovnih stubova, ali najviše na objektima u kojima ima više komada sanduka, pa je izrada na jednom mjestu najpogodnija. Spoljašni nagibi zidova izvode se u blagom nagibu, što ovisi od visine zidova i potrebnih debljina. Međutim, ovi kao i unutarnji zidovi mogu biti vertikalni, čime se omogućuje lakša izrada oplate. Debljine zidova obično se kreću od 15 - 30 cm, ali mogu biti i deblji. Za izradu temelja na određenoj lokaciji sanduci se dovlače plivanjem i potapanjem se spuštaju na predviđenu podlogu (sl.31.23.). Spuštanje i postavljanje sanduka sa dnom vrši se nakon pripremljene podloge na koju će se osloniti dno sanduka. Priprema podloge može se vršiti na više načina, ovisno o vrsti i nosivosti materijala, te tehničkim

Sl.31.23. Spuštanje sandučastih bunara sa dnom: izrada na obali (a), dovlačenje plutanjem (b), spuštanje na iskopanu (c), nasutu (d,e) i izbetoniranu (f) podlogu. sredstvima za rad. Kada je dno čvrsto i ravno podloga se izgrađuje od kamenog nabačaja (sl.31.23.-e), a ako je u nagibu, vrši se poravnavanje bagerovanjem (sl.31.23.-e) ili nasipanjem kamenim ili otpadnim materijalom (sl.31.23.-d). Umjesto kamenog nabačaja podloga može biti izbetonirana pod vodom (sl.31.23.-f). Ovisno o vrsti konstrukcije, bunar sa dnom izvodi se i sa gornjom pločom, na koju se oslanja stub mosta ili neka druga konstrukcija (sl.31.24.). Dno bunara može biti sa konzolama ili sa rubom koji sprečava isticanje cementnog maltera, ili injekcione smjese, kada se podloga zaptiva nakon spuštanja sanduka (sl.31.24.-a,c).

270

Temeljenje

271 Temeljenje



Oblikovanje istaka na dnu sanduka može biti u kombinaciji konzole i rubnog ispusta (sl.31.24.-c). U izvjesnim slučajevima sanduk sa dnom oslanja se na šipove kada se nosivo tlo nalazi na većim dubinama (sl.31.24.-b).

®

®

©

Sl.31.24. Temelj stuba mosta na sandučastom bunaru sa dnom i pločom, na kamenom nabacaju (a), i šipovima (b), sa detaljima injektiranja i zaptivanja kamenog nabačaja ispod dna sanduka (c), gdje je: stub mosta (1), odzračni ventil (2), balast po potrebi (3), rubni istak (4), injekciona smjesa (5), kameni nabacaj (6), šipovi (7), nadglavna ploča (8), injekciona cijev (9), ispuna betonom (10), otvor za ubrizgavanje cementne smjese (11).

Prilikom plutanja sanduka potrebno je položaj izravnavati dodavanjem materijala na dnu ili upuštanjem vode. Pogodnije je koristiti materijal, jer on stoji na jednom mjestu dok je voda pokretna. Sanduk se spušta na podlogu upuštanjem vode i kontroliše njegov položaj. Radi boljeg nalijeganja injektira se podloga ispod sanduka kroz ugrađene cijevi (sl.31.24.-c) ili se u dnu ostave otvori za ubrizgavanje injekcione smjese. Kod izgradnje kejova, potpornih konstrukcija i dragih objekata, sanduci sa dnom, postavljaju se jedan do drugog ili sa međurazmacima i povezu se nadglavnom konstrukcijom. Prazni međurazmaci popune se kamenom naslagom, betonom ili betonskim elementima (si.31.25.). Vrlo je teško tačno postaviti sanduk na određenu lokaciju, posebno kod velikih dubina i na vodi sa valovima i jačom vodnom strujom. U ovome slučaju radi se posebna pomoćna skela od zabijenih čeličnih ili drvenih talpi, koje služe ujedno i kao vodilje sanduku. Pored skele ankerišu se plovni objekti, sa dizalicama, mješalicama, materijalom i drugim sredstvima za rad.

Sl.31.25. Temeljenje obaloulvrde na sanducima sa dnom, na međurazmacima.

U svijetu je temeljeno više veoma visokih stubova, mostova na okruglim bunarima sa dnom. Temelj stuba mosta preko Mississipija kod New Orleansa (Jansen, 1956) ukupne visine 104,2 m, izveden je od 28 čeličnih bunara, visine 6,0 m i dijametra 4,6 m. Ovaj sklop od 28 čeličnih bunara ukupnih dimenzija 46,0x26,6 m dopremljen je plutanjem na mjesto ugradnje i postepeno su se punili bunari betonom, a istodobno su se podizale bočne stijenke od armiranog betona, sve dok nije spušten na predviđeno dno, 54,5 m ispod srednjeg vodostaja (Nonveiller, 1981). 31.8.2. PRORAČUN SANDUKA SA DNOM

270

Temeljenje

271 Temeljenje



Principi proračuna sanduka sa dnom, kao konstruktivnog elementa i temelja na sanducima, provode se kao i kod otvorenih sanduka Sa dnom. Najveća razlika je u tome što se računa da je ploča sanduka oslonjena po obimu na sve četiri, a vertikalni zidovi na tri strane, ukoliko u gornjem kraju nisu vezani konstrukcijom objekta. Očita je razlika i u potrebi za proračunom težine sanduka sa dnom kao plovnog objekta, koji i u nagnutom položaju mora biti stabilan na vodi. Sanduk mora biti oblikovan i dimenzioniran tako da je stabilan i da uvijek postoji dovoljna visina i najnižih delova iznad nivoa vode. U fazi plutanja djeluje hidrostatski pritisak vode sa strana i uzgon na dno (sl.31.26.-a), kao i kod spuštenog sanduka na dno, a tada su pritisci obično veći od onih u fazi plivanja (sl.31.26.b). Za provjeru stabilnosti sanduka pri plivanju potrebno je izračunati njegovu težinu (W) i potrebnu zapreminu istisnute vode (V), sa težištem sanduka koji pliva (S) i težištem istisnute zapremine vode u normalnom (T) i nagnutom (Ti) položaju (sl.31.27.). Za ovako nagnut položaj pod uglom (a) nađu se horizontalna odstojanja ovih tačaka, kao i metacentar (M), koji se nalazi na presječnoj tački vertikale kroz Ti sa osom objekta koji pliva (sl.31.27.-b). Par sila uzrokovanih težinom sanduka (W) s težištem u S i težinom istisnute vode (P), koja djeluje u težištu Ti mora dati moment (M), koji okreće sanduk u smjeru suprotnom njegovom nagibu (sl.31.27.-b,c).

Sl.3I.26. Pritisci vode: kod plutanja (a) i spušten sanduk sa dnom na tlo (b).

Ako je raspored mase nepovoljan, može se stabilnost osigurati postavljanjem uzgonskih cilindara, koji povećavaju uzgon na strani nagiba. Pri okretanju sanduka za mali ugao a, podigne se na jednom kraju dio vode iznad nivoa, težine AG, koja teži da ispravi sanduk, a na drugom dijelu se

270

Temeljenje

271 Temeljenje


spusti ispod nivoa, težine ДР, koja povećava potisak vode u suprotnom smjeru. Veličine su međusobno jednake i teže da isprave sanduk, tj.:

SI. 31.27. Plutanje sanduka sa dnom:normalan vertikalan položaj (a) i nagnut položaj (b i c) sa silama djelovanja. 32. KESONSKO-PNEUMATSKO TEMELJENJE Pod kesonom podrazumijevamo sanduk sa gornjom tavanicom kroz koju prolaze otvori za prolaz radnika i izvlačenje materijala iz radne komore, u koju se utiskuje zrak pod određenim pritiskom (sl.25.8.). Ideja kesona potekla je od klasičnog ronilačkog zvona, za radove u plitkoj vodi, a prvi put je upotrijebljen kao keson u današnjem obliku 1849. godine, za temeljenje stubova mosta na rijeci Rajni. Prvobitno su kesoni rađeni od drveta obloženi limom, zatim od čelika obloženim limom, a danas se rade od armiranog betona. Posljednjih decenija razvile su se metode izrade temelja bušenim šipovima većih profila, tako da je danas gotovo potpuno potisnuta upotreba kesonskog temeljenja, kao teškog i nehumanog rada pod pritiskom. Zato će ova metoda temeljenja biti samo sažeto obrazložena. Moment stabilnosti bit će (sl.31.27.-b,c): M=P(b-a). (31.33.) Ovaj izraz može se napisati, za mali ugao a, u obliku (Kostić, 1968):

•«Г' ^

M = PoA -—c

(31.34.)

[ у J

gdje je: P- težina istisnute vode; I- moment inercije površine presjeka plovnog sanduka sa dnom; V- zapremina (volumen) istisnute vode; c- udaljenost težišta sanduka i težišta istisnute zapremine vode (sl.31.27.-c). Kada je m>c (sl.31.27.-b), plovni objekat je stabilan, a ako je m
278

Temeljenje

Temeljenje

279


maksimuma 35,0 m (-3,5 bara) ispod nivoa vode; (iv) strožiji uslovi rada i mogućnost dobivanja "kesonske bolesti", (v) veliko koštanje instalacija i neracionalan rad za mali broj kesona.

278

Temeljenje

Temeljenje

279

32. Kesonsko-pnemnatski) temeljenje

X Duboko indirektno temeljenje

Najčešća Primena kesona bila je kod temeljenja stubova mosta, što se i danas u izvjesnim slučajevima

Sl.32.1. Presjek kroz keson za temeljenje stupova mosta Redheugh, Nevvcastle (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: sjekač noža (1), stopa kesona (2), radna komora (3), bentonitska suspenzija (4), rezervoar vode (5), čelična cijev (6), poslužni lukobran (7), snabdijevanje radne komore (8), pristupni prolaz - eijev (9), pristupne stepenice (10), korpa za materijal (11), pristup preko šipova (12), pristupni toranj (13), pristup komori za dekompresiju (14), hvataljka za kran i poklopac (15). praktikuje. Naprimjer, za temeljenje dva stuba mosta preko rijeke Тупе (Newcastle) upotrijebljeni su (19801982) kesoni vanjskog promjera 11,0 m i 23,0 m ispod nivoa vode. Radna komora visine 4,70 m, sa privremenom vanjskom čeličnom oblogom kao zagatom, visine 5.0 m, izrađena je van mjesta spuštanja i dovučena plutanjem na predviđenu lokaciju (sl.32.1.). Povećanjem tonjenja kesona vršeno je podizanje zidova u visini od po 2,0 m, koristeći klizajuću metalnu oplatu. Kontrola spuštanja obavljena je balastom vode različitim nivoima iznad krova radne komore. Keson je odabran zbog očekivanih poteškoća oko spuštanja kroz samce i glacijalne nanose slojeva uglja, glinca, pješčara i muljeva. Osim ovoga željelo se kontrolisati površina stijenskog masiva na dnu temeljenja i obaviti probno bušenje u cilju dobivanja informacija o radovima u uglju (Lord, Gill i Миггау, 1984). Dva električna kompresora od po 28m3/min snabdijevali su radnu komoru sa zrakom maksimalnig pritiska od 1,93 bara. Obično se kesoni projektuju sa jednom većom radnom komorom, radije nego sa više komora, koje zahtijevaju više instalacija za rad i otežavaju kontrolu spuštanja. Kesoni ostaju i dalje u upotrebi i pored novijeg tehnološkog razvoja izrade dubokih temelja, i drugim metodama, posebno kod izrade podvodnih tunela u sipkim vodom zasićenim materijalima, kao i kod podzemnih željeznica i metroa u gradovima. Za ove slučajeve koriste se vodorovano položeni kesoni (tzv. štitovi), koji se hidraulički pomjeraju u smjeru kopanja. Princip kesonskog temeljenja zasniva se na fizičkom zakonu da se voda iz ograničenog prostora može kroz poroznu sredinu istisnuti pomoću zraka sa dovoljnim pritiskom. Ako sud okrenut prema dolje, a ovdje predstavljen donjim dijelom kesona, stavimo iznad površine vode, u njemu i na površini vode vladat će atmosferski pritisak (p0), koji, kako je poznato, iznosi 10,33 m (-10,0 m) visine vodnog stuba (sl.32.2.-a). Ako keson usljed svoje težine uronimo u vodu, i ako je njegova težina (W) manja od težine istisnute vode, keson će plivati i voda će delomično ući u njegovu šupljinu (sl.32.2.-b). U ovome slučaju u radnoj komori kesona (ispod zvona) vladat će pritisak zraka: P = Po+hy w = Р 0 +ГЛ Н (32.1.) pri čemu je: Y „ =jedinična težina vode (10 kN/m3); W — A • h ■ у w - težina kesona, sa površinom osnove A.

280

Temeljenjt

Temeljenje

281



Dodavanjem opterećenja (G) keson će se spustiti ispod nivoa vode, a unutar radne komore voda će se popeti na nešto veću visinu (h 0), nego u fazi plivanja (sl.32.2.-c). Pritisak zraka u radnoj komori (p) bit će (sl.32.2.-c): P ~ Po + У » ( Н (32.2.) i odgovarat će ravnoteži svih sila. Prema fizičkom zakonu za gasove može se napisati odnos: — = ггЛ - Г Ш pr=p ± (32.3.) Po K - K Kod rada u kesonu nastoji se istisnuti voda iz radne komore u potpunosti (ho=0), a zato je potreban pritisak zraka, koji se dovodi kroz posebne cijevi od kompresora (7): Р=Р0+УЖН. (32.4.) U radnoj komori (2) radnici kopaju zemlju, a iskopani materijal izvlači se kroz cijevi - okno (5), do prelazne komore (8), a zatim van u prevozno sredstvo.

к-к

Prelazna komora služi za ulaz u komoru i izlaz radnika iz komore kesona, kao i za izvlačenje materijala. U prelaznoj komori radnici pri ulazu u keson i izlazu iz njega moraju ostati propisano vrijeme radi prilagođavanja promjenljivim pritiscima koji ovise o dubini rada. Za ovu svrhu postoje vrata između radne komore kesona i cijevi; cijevi i prelazne komore i prelazne komore iz slobodnog prostora, kao i posebni kapci za materijal. Kopanjem u kesonu i nanošenjem opterećenja keson se spušta i savlađuje otpor tla ispod noža kesona i trenje na bočnim stranama sve do projektovane kote temeljenja.

Sl.32.2. Principi delovanja pritiska, u kesonu (zvonu): na površini vode (a), u fazi plivanja (b), spuštenog u tlo pod vlastitom težinom kesona (W) i opterećenja (G), na dubini H (ej, gdje je: oštrica noža (1), radna komora (2), keson (3), opterećenje kesona (4), cijev za silaženje i izvlačenje materijala (5), cijev za dovod zraka (6) i (7), prelazna (dekompresiona) komora (8), odvod zraka iz radne komore (9).

32.2. KONSTRUKCIJA TEMELJENJE

KESONA

I

OPREMA

ZA

PNEUMATSKO

32.2.1. KONSTRUKCIJA KESONA U prethodnoj tački i na slici 32.2.-c dati su osnovni elementi koje mora imati keson u svome sastavu za temeljenje objekta: keson, radna komora, cijevi za ulaženje i silaženje radnika i izvlačenje materijala iz iskopa, jedna ili više prelaznih komora za prilagođavanje radnika promjenljivom pritisku sa priborom za rad. Sam keson sastoji se od noža, zidova radne komore i tavanice, čime se formira radni prostor komore, visine 2,20-2,50 m. Keson je povezan sa ostalom opremom potrebnom za pneumatske) temeljenje, a to su uglavnom dijelovi cijevi i drugih instalacija. Obično su obodni zidovi kesona veći od visine radne komore, što povoljno utječe na krutost kesona i tavanice iznad njega. Oblik kesona je najčešće pravougaone ili okrugle osnove, ali može biti i drugog oblika, čime se želi prilagoditi potrebi konstrukcije iznad kesona (sl.32.3.-a). Kod trakastih temeljnih osnova veće dužine

280

Temeljenjt

Temeljenje

281



konstrukcija se obično dijele u više odvojenih kesona. Kod jako velikih temeljnih površina radna komora se može podijeliti, stoje nepogodno za rad i preglednost u komori. Radna komora treba da ima najmanju širinu 3,0 - 4,0 m, kako bi bilo dovoljno prostora za rad. Osnova kesona može imati veliku površinu, npr. za: temeljenje mosta preko Dunava u Beogradu, površina je iznosila 29,0x12,5=362,5 m2; most preko Save u Beogradu 16,0x40.0=640.0 m 2; most preko Dunava u Novom Sadu 840,0 m2; most na Seni u Parizu 44,27x33,5=1484 in 2; pristanište u Tulonu 144,0x41,0= =5900 m 2, gdje je radna komora podijeljena u 18 delova; most Little Belt u Danskoj u kombinaciji sa šipovima imao je dimenzije 56,0x22,0 m sa 18 delova u radnoj komori, itd. Kod iskopa u tvrđim materijalima za jednog radnika potrebno je 3,25 тг radnog prostora, a kod slabijih materijala (šljunak i pijesak) 6,5-7,4 m2 prostora u radnoj komori.

Sl.32.3. Oblici osnove kesona (a) i tipičan poprečni presjek masivnog armirano-betonskog kesona (b). Nož kesona sličan je nožu otvorenog bunara, odnosno sanduka, najčešće u kombinaciji od čeličnih profila i limova. Zbog veličine kesona i rada u radnoj komori nož treba da ima dovoljnu jačinu i krutost. Zidovi radne komore najčešće imaju trapezni oblik, sa nadvišenjem iznad ploče, zbog veće krutosti (sl.32.3.-b). Visina radne komore ovisi također i od veličina površine kesona i vrste materijala. Ako je muljevit materijal, nož se zabije duboko sa zidovima komore, a u tom slučaju je potrebna veća visina u radnoj komori. Tavanica i konstrukcija iznad radne komore čini jednu cjelinu i ona se rješava na više načina. Kod manjih kesona ona je od masivnog armiranog betona (sl.32.3.-b), dok se kod većih površina radi kao račlanjena ili rebrasta konstrukcija. Gotovo isključivo se danas kesoni rade od armiranog betona i ulaze u sastav temelja objekta. Njegova konstrukcija ovisi o tome da li se radi i spušta na licu mjesta ili se gradi na drugom mjestu i dovozi plutanjem na mjesto ugradnje. Kada se radi na skeli, ili se dovozi na bilo koji način, nastoji se konstruisati keson sa tanjim zidovima, uz eventualno naknadno njihovo dobetoniranje. U posljednje vrijeme primjenjuje se i prednapregnut beton za izradu pojedinih delova kesona. Njegova Primena je opravdana, radi većeg kvaliteta i manje težine, ali se sva prednaprezanja moraju obaviti prije spuštanja kesona, jer je naknadno utezanje otežano.

32.2.2. OPREMA ZA PNEUMATSKO TEMELJENJE Za normalno funkcionisanje radova u kesonu potrebna je različita oprema, koja mora postojati u sklopu kesona i moguća je njena Primena na više lokacija. Radnik prvo ulazi u prelaznu komoru, zatim u cijev za silaz u komoru kesona i na kraju u radnu komoru kesona postepeno se prilagođavajući unutrašnjem pritisku većem od vanjskog atmosferskog pritiska. U tu svrhu postoje specijalna, dobrodihtujuća vrata ili poklopci koji se zatvaraju automatski uslijed pritiska zraka sa unutarnje strane. Cijevi (okna) za silaz radnika i izvlačenje materijala su limene, dužine 1,5-3,0 m, a one se međusobno spajaju do potrebne dužine radi ostvarenja veze sa radnom komorom. Zbog potrebe hermetičkog zatvaranja spojeva između cijevi izrađuju se ugaonici, okrenuti prema unutra i stavljaju između gumeni umeci, koji se pričvrste zavrtnjima. Cijevi su okruglog ili ovalnog presjeka, minimalnog promjera 1,0 m. Kod ovalnog presjeka se obično jedna strana koristi za materijal, a druga za radnike, ili se podijeli tako da u jednoj polovici kofa ide naniže, a u drugoj naviše. Cijevi, koje služe za radnike imaju metalne stepenice, za kretanje radnika, u komoru i iz nje. Generalno se prihvaća da se jedna cijev (okno) koristi za 5 do najviše 10 radnika. Kada su dvije cijevi, jedna se obično koristi za radnike,

280

Temeljenjt

Temeljenje

281



j 1ј

a druga za materijal. Cjjevi za dovod zraka od kompresora ili rezervoara za zrak su, takođe, metalne dužine 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.

I

]

j

U radnoj komori treba da se obavlja stalna izmjena zraka, radi čega se ugrađuju posebne cijevi za odvod zraka (sl.32.3.-b), sa zatvaračem radi regulisanja } ispuštanja suvišnog zraka iz radne komore. Kod sitnozrnih materijala jedan dio j zraka iz komore cirkulira ispod noža, pa se u vidu klobukova pojavljuje na površini vode. Radna komora i svi prilazi moraju biti dobro osvijetljeni, obično električnim osvjetljenjem na dovoljno mjesta. Radi komuniciranja komora biti snabdjevena telefonima, te sigurnosno signalnim uređajima, manometrima za kontrolu pritiska, termometrima, a u posljednje vrijeme i TV kamerama.

j j 1 1

Sl.32.4. Ulazna komora za ulaz/izlaz radnika i iznošenje/unošenje materijala (a) i skica ulazne komore za radnike (b), gdje su: vrata (]), poklopac (2) za dotur materijala (3), izbacivanje materijala (4), korpa (5), vertikalna cijev (6).

j

mora

1jј 1 j 1j

Radi osiguranja komunikacije između vanjskog dijela gradilišta i radne komore, posebnog ulaska i izlaska radnika, te unošenja i iznošenja materijala iz kesona, kao i prelaska sa spoljnjeg atmosferskog na unutarnji povećani pritisak, postavlja se na vrh cijevi - okna prelazna ili ulazna komora, odnosno splavnica (sl.32.4.). Prelazna komora osigurana je duplim vratima i ona se uvijek otvaraju u i smjeru većeg pritiska. Postoji više različitih konstrukcija i veličina prelaznih komora, a odabire se shodno veličini kesona i broju radnika potrebnih za rad u 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 veličinu samo za visoke pritiske, jer je za veće pritiske potrebno duže vrijeme boravka u ulaznoj komori. Vrata na cijevi (oknu) otvaraju se putem gravitacije prema dolje, a kada su zatvorena, drži ih veći pritisak iz cijevi priljubljenih gumenom brtvom uz prirubnicu. Kada su vanjska vrata otvorena, u ulaznoj komori nema pritiska, te radnici mogu ući u komoru. Pošto su radnici ušli u komoru, zatvaraju se vanjska vrata, također pritiskom zraka koji se upušta u ulaznu komoru. Kada se pritisci u ulaznoj komori i cijevi izjednače, vrata se na cijevi otvaraju prema dolje, čime je uspostavljena veza između vanjskog gradilišta i radne komore. Kada radnici izlaze iz komore, postubak je suprotan. Dekompresija se mora obaviti vrlo oprezno, kako bi se izbjegla kesonska bolest, koja nastaje kada se u krvi radnika apsorbovani dušik izluči u vidu mjehurića. Količina apsorbovanog dušika tim je veća što je veći pritisak u radnoj komori i što duže u njoj borave radnici. Ako se dekompresija obavi brzo, mjehurići blokiraju krvotok i pojavljuju se grčevi koji mogu izazvati i smrt. Zbog ove opasnosti propisi tehničke zaštite radnika na radu su veoma strogi i zahtijevaju zdravstvenu službu sa sanitetskom komorom i svom opremom na gradilištu. Vrijeme trajanja rada pod povećanim pritiskom i vrijeme prilagođavanja dato je u tabeli 32.1.

280

Temeljenjt

Temeljenje

281



Savremeniji tipovi prelaznih komora za materijal češće su sa horizontalnom osom i motorom na plafonu komore, za dizanje i spuštanje materijala, dok su za radnike obično sa vertikalnom osom. Postoji tip komore od tri dijela: srednji za spuštanje i dizanje raznog materijala i za vezu sa radnom komorom; jedan krajnji za radnike ; a dragi krajnji za izbacivanje materijala kroz pokretno dno. Prelazna komora mora biti snabdjevena: klupama za sjedenje, manometrima, ventilima za upuštanje i ispuštanje zraka, telefonskim i signalno-sigurnosnim uređajima, osvjetljenjem, satom itd. Komora za materijal mora imati dizalicu sa sajlom i kofom, kojom se materijal iz radne komore izvlači i istresa u cjevaste elemente za izbacivanje materijala u transportna sredstva. Ovi elementi za materijal završavaju u prelaznoj komori ili u cijevi sa kapcima za zatvaranje, kojima rukuje unutrašnji radnik, a na spoljnoj strani rukuje vanjski radnik odvrtanjem zavrtnj. Upuštanje i ispuštanje zraka u ove cjevaste dijelove vrši unutrašnji radnik. Pored ove opreme za rad na mjestu temeljenja potrebna je i razna druga oprema i instalacije na gradilištu, kao npr.: rezervoari za zrak, dovodne cijevi, kompresori, objekti za smještaj radnika i mašina, plovni objekti, skele, dizalice za montažu i demontažu delova kesona, prelaznih komora, cijevi itd., zatim potrebne su prilazne skele za radnike i materijal iz iskopa i eventualni prilaz plovnim objektima. 32.3. IZRADA, POSTAVLJANJE I SPUŠTANJE KESONA 32.3.1. IZRADA 1 POSTAVLJANJE KESONA I OPREME

i

(i)

Izrada kesona vrši se analogno otvorenim bunarima i sanducima to na: predviđenoj lokaciji ako je nivo vode ispod terena; (ii) vještački napravljenom ostrvu, ako nivo nadzemne vode nije velik, sa zaštitnim zagatima ili bez njih; skeli, kod visokog nivoa vode; (iv) obali rijeke, odnosno izvan predviđene lokacije, pa se plutanjem dovuče na lokaciju i dizalicama sa skele, ili vode, podiže spušta na predviđeno mjesto. U ovim posljednjim slučajevima dobro je obezbijediti vođenje kesona putem zabijenih šipova oko kesona, posebno kod velikih valova i udara vode. Danas se gotovo isključivo rade masivni ili raščlanjeni armirano - betonski kesoni u oplati, na poravnatoj sabijenoj podlozi, odnosno na daščanoj podlozi ako se gradi na tlu, ili na pokretnom podu ako se radi na skeli. Prije betoniranja ugrađuju se dijelovi cijevi, ili druga oprema, koja čini sastavni dio kesona i izvede izvan prve faze betoniranja zidova iznad kesona. Dio zidova izvan tavanice kesona treba da ima dovoljnu visinu, tako da, prilikom spuštanja sa skele ili potapanjem, sigurno gornji rub bude bar 50 cm iznad radnog nivoa vode. Kod ovoga treba voditi računa o mogućnosti propadanja noža u slabijem materijalu kao o visini valova i udara vode. Postavljanje opreme za pneumatski rad u kesonu zavisi od momenta ulaska radne komore ispod nivoa podzemne ili nadzemne radne vode. Kod spuštanja kesona sa skela, plovnog objekta, ili kod potapanja, sva oprema za pneumatsko temeljenje mora biti montirana u ukupnoj visini od noža kesona, većoj od dubine radne vode. Kada je dubina temeljenja mala, mogu se montirati sve cijevi i oprema na dovoljnoj visini da se keson može spustiti na projektovanu dubinu. Kod većih dubina temeljenja ovaj rad se odvija po fazama (si.32.8.). Kod svake faze rada cijevi moraju biti dovoljno visoke kako bi se moglo vršiti nadobetoniranje obodnih zidova. Na gornjem kraju ovako postavljenih cijevi montira se prelazna komora sa cjelokupnom instalacijom. Tehnologija postavljanja kesona za pneumatsko temeljenje ovisi o tome da li se postavlja na suhom ili iznad vode. Rad na postavljanju kesona sličan je postavljanju otvorenih bunara, ili sanduka, samo što je keson obično veći zahtijeva montažu opreme i instalacija za rad pod povećanim pritiscima prije njegovog postavljanja. Specifičan je rad kod postavljanja kesona iznad vode, a on se obično izgradi na obali i dovuče na predviđenu lokaciju. Kao i kod sanduka sa dnom,

(iii)

i

i

i

i

280

Temeljenjt

Temeljenje

281

X Duboko indirektno temeljenje _____________________

32. Kesonsko-pneumalsko temeljenje

_________________________________________

Sl.32.6. Skica skele za izradu (a) i spuštanje (b) kesona kroz vodu na tlo, gdje je: pristup na skelu (1) sa stepenicama, keson (2), radna komora (3), ulazna komora (4), pristupne pomoćne staze (5), dizalica (6), kuke za pridržavanje kesona (7), drveni šipovi (8), (Kostič, 1968). Sl.32.5. Izrada kesona na obali: spuštanje u vodu potkopavanjem pjeskovitog tla (a) i ispuštanje kesona iz izbetoniranog doka (b). keson se izradi na obali na kolicima i spusti tračnicama (ili bez njih) niz kosinu u vodu (sl.31.7.-a), ili se izradi na pjeskovitom tlu i otkopavanjem se uključi u vodni tok (sl.32.5.-a), odnosno izvodi se u izbetoniranom doku (sl.32.5.-b), u slučaju potrebe za većim brojem kesona. Obično se prije toga postavlja oprema i ubacuje zrak pod pritiskom u radnu komoru radi olakšanja, ukoliko na obali postoji potrebna oprema za proizvodnju zraka i druge instalacije. Kod vuče kesona treba obratiti pažnju na poteškoće koje nastaju zbog udara valova, mogućnosti naginjanja kesona, jednostranog pritiska, dubine gaza, nepravilnosti u plivanju ovakvog nepravilnog objekta itd. Postavljanje kesona u brzoj i dubokoj vodi je otežano, pa je potrebno izvesti zaštitu od udara sa uzvodne strane. Zaštita se obično radi od zabijenih drvenih šipova, sa ojačanim kamenim nabačajem ili bez njega. 32.3.2. SPUŠTANJE KESONA Spuštanje kesona kroz vodu zahtijeva više i složenije tehnologije izvođenja, opreme i skele, nego što je to potrebno kod spuštanja kroz samo tlo. Spuštanje kesona kroz vodu do tla može se izvesti pomoću moćnih dizalica, potapanjem plivajućeg kesona, vješanjem i spuštanjem sa skela oslonjenih na zabijene šipove (sl.32.6.), ili sa plovećih objekata (sl.32.7.). Spuštanje dizalicama i potapanje plovnog kesona rjeđe se primjenjuje u praksi. U prvom slučaju potrebne su moćne dizalice i teško je održavati vertikalnost i stabilnost kesona. Pri potapanju kesona, isto tako, ima poteškoća oko ravnomjernog nalijeganja i tačnog postavljanja kesona, naginjanja i eventualnog prelijevanja preko bočnih zidova. U ovom slučaju neophodne su vodice od šipova zabijenih u tlo oko kesona. Za izradu i spuštanje kesona sa skele treba zabiti šipove na dovoljnom odstojanju od položaja kesona, kako ne bismo pri kopanju poremetili njihovu stabilnost. Skela na šipovima nosi i pokretnu dizalicu za manipulaciju kesonom i pogonskim uređajima, a treba da bude podešena i za kretanje i rad radnika (sl.32.6.). Izvlačenjem pokretnog poda ispod kesona on se spušta kroz vodu na tlo i radnim skelama obezbjeđuje se pristub ulaznoj komori.

Sl.32.7. 288

Skica skele za izradu ili dovoz Temeljenjekesona (a) i njegovo spuštanje (b), kroz vodu do tla, (Kostić, 1968).

Temeljenje

289



_________________________________________

Spuštanje kesona obavlja se i sa skela montiranih na plovnim objektima (sl.32.7.). U ovome slučaju plovni i drugi objekti za spuštanje moraju biti centrično opterećeni. Dizalicom na skeli vrši se podizanje kesona sa plovnih objekata ili sa skele između plovnih objekata i spušta kroz vodu do tla. Kada se keson spusti na tlo, njegovo daljnje spuštanje ovisi o dubini i vrsti tla. Kod velikih dubina ne može se sa jednim postavljanjem opreme i instalacija završiti spuštanje, već se to obično radi u više faza (sl.32.8.). U slučaju spuštanja kroz vodu u prvoj fazi zidovi kesona, prelazna komora sa cijevima i instalacijama mora biti iznad dubine radne vode. Kada se završi prva faza spuštanja, skida se prelazna komora, nastavljaju cijevi za dragu fazu rada, pa se ponovno postavlja prelazna komora i nastavlja sa spuštanjem kesona. Broj faza ovisi od dubine temeljenja i ekonomičnosti izrade skele. Treba nastojati da faze spuštanja (h'i,h'2,h'3) budu približno iste radi mogućnosti korištenja skela i oplata. Kod savremene gradnje koristi se montažno-demontažna skela kod koje se lahko podešavaju visine, za prilaz radnika, izbacivanje materijala i transport, jer se u fazi spuštanja visine često mijenjaju.

Sl.32.8. Faze spuštanja kesona kroz tlo (l-IV), sa vode pomoću skele.

U fazi spuštanja vrši se nadobetoniranje vanjskih zidova, a njihova debljina ovisi o potrebnoj težini za spuštanje. Unutrašnji prostor između zidova popunjava se istovremeno ili naknadno, ili ostaje nepopunjen, što ovisi i o temeljnoj konstrukciji. Spuštanje kesona sa površine terena, bilo da je prirodno ili vještački napravljeno ostrvo (sl.32.9.), tehnološki je jednostavnije. Sa tla se pomoću skele ili dizalice izvodi i spušta keson kroz tlo u cijeloj dubini ili po opisanim fazama do predviđene dubine.

Sl.32.9. Izrada i spuštanje kesona sa vještački izvedenim ostrvom, osiguranim zagatom.

288

Temeljenje

Temeljenje

289



_________________________________________

Nakon završenog spuštanja kesona izravnava se tlo i eventualno izvrši ispitivanje tla, te prostor zapuni betonom. Ako je dio tla ispod kesona stjenovit, može se ostaviti i ne mora se ravnati teren u visine ivice noža. 32.4. RADOVI PRI KESONSKOM TEMELJENJU Kesonsko temeljenje objekata zahtijeva složenu i kompleksnu organizaciju za smještaj, zdravstvenu službu i brigu o radnicima, montažu i održavanje u ispravnom stanju opreme i pogonskih uređaja, 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 zračnog kotla cjevovodima dovodi do pristubne komore, vertikalnih cijevi i radne komore. Mora postojati 100% sigurnost u kapacitetu i izvoru napajanja kompresora, najčešće stabilnih. Potrebna količina zraka za rad na kesonskom temeljenju ovisi o: (i) nivou održavanja higijenskih uslova kod izmjene zraka i uzima se da iznosi 30-50 m 3/h/radniku i (ii) potrebama održavanja pritiska, što ovisi o dubini temeljenja. Pritisak u kesonu veći je od hidrostatskog, ali treba voditi računa i o gubicima nastalim pri ulasku/izlasku radnika iz pristubne komore, na cjevovodima i unutar same radne komore, jer je tlo često propustljivo. Potrebna količina zraka (V), koju kompresor treba da proizvede, dobija se iz izraza (Nonveiller, 1981): (

1 10

(m7h),

(32.5.)

gdje je: V-kapacitet kompresora; k-koeficijent za ulazak i izlazak radnika i materijala; a-specifični gubitak zraka na jedinicu unutarnje površine kesona (m3/h m2): 0=0,35-0,67 m3/h m2, u glinovitom i glinovito-pjeskovitom tlu; A-unutrašnja površina kesona (m-); P-specifični gubitak zraka na jedinici dužine kesonskog noža (m 3/h m): (3=1,0-3,0 m3/nm u glinovitom i glinovito-pjeskovitom tlu, a (3=4,0-6,0 m3/hm u šljunkovitom tlu; H-dubina noža ispod nivoa vode, dublje od 2,0 m; O-opseg noža (m). U glinovitom tlu ovi koeficijenti (a i (3) imaju manje vrijednosti. Prilikom temeljenja mosta preko Save (Nonveiller, 1981) dobiveni su slijedeći koeficijenti:

> Алтгапо-betonskikeson: а=0,1 m/h m2; (3=2,5 m3/h m; > zavareni čelični keson: a=0,15 m3/h m2; (3=2,5 m3/h m, u Šljunkovitom materijalu. Može se uzeti daje potrebna količina zraka u radnoj komori (kada se radi) oko 3 m 3/m2 površine radne komore i oko 150 m3/h na jednu prelaznu komoru. Za izmjenu zraka potrebno je oko 5,0-6,0 m 3/rn2/h. Količina zraka ovisna je i o visini pritiska, pa se može uzeti da za male pritiske (10,0 - 15,0 m) iznosi oko 20 m7h/radnika, a za veće oko 40,0 - 50,0 m3/h/radnika. Sabijeni zrak u radnoj komori omogućuje propisano vrijeme bavljenja radnika na kopanju i transportu materijala u kesonu. Kopanje se obavlja raznovrsnim sredstvima, koja ovise o vrsti materijala i mogućnostima njihove primjene. U zemljište male čvrstoće i velike pokretljivosti, zbog sadržaja vode, dovoljno je kopati samo na sredini komore. Nož i zidovi kesona pri propadanju potiskuju materijal prema sredini, koja je slobodna, i tu se iskop obavlja relativno lahko. Kod čvrstog materijala mora se kopati na cijeloj površini, a kod veoma čvrstih i ispod samoga noža. Kada je sastav tla takav da gaje moguće pokretati u vodi i sa vodom, onda se takvo tlo može mehanizovano kopati pomoću bagera (kašikara) ili isisavati zračnim, hidrauličkim ili hidromehaničkim ejektorima (sl.32.10.). Mehanizovan iskop na ovaj način može se posebno obaviti u raskvašenoj glini sa pijeskom ili u pijesku, odnosno pijesku i šljunku. Za iskop bagerom potrebno je u kesonu ugraditi posebnu limenu cijev do ispod noža kesona, tako da u njoj vlada atmosferski, a u komori povišeni pritisak zraka. U ovu cijev se spusti bager sa kašikama, a može i ejektor. Radnici kopaju oko ove cijevi i nabacuju materijal na cijev, odakle ga bager izvlači van u utovamo sredstvo. Kada se materijal izbacuje ejektorom, cijevi za dovod i odvod

288

Temeljenje

Temeljenje

289



_________________________________________

zraka postavljaju se u vertikalnom šahtu i na pogodnom mjestu izvedu izvan pristubne komore, a na dnu se obično završava fleksibilnim crijevom (sl.32.10.-b). Na ovaj način se bez pomjeranja može vršiti transport materijala, a po potrebi i veličini kesona može se ugraditi i više 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-zračno—vodeni ejektor (sl.32.10. -c). U nepovoljnim materijalima iskop se mora vršiti ručno.

©

®

©

Sl.32.10. Kopanje u kesonu: bagerom kašikarom (a) i ejektorom (b), sa tipom zračno --vodenog ejektora (c). Cijevi za izvlačenje materijala trebaju se dimenzionirati shodno satnom učinku na iskopu materijala,

Trajanje prilagođavanja i rada pod povećanim pritiskom u kesonu Tabela 32.1. NATPR1T1SAK (kN/m2)Trajanje prilagođavanja povećanju pritiska (min)Trajanje rada u kesonu (min)Trajanje prilagođavanja smanjivanju pritiska (min)Ukupno trajanje rada (sati)5465108104551581.01,315325206203053562528550630260706301308043,25-3,5351051004

odnosno veličini spuštanja kesona. Smatra se daje normalno napredovanje 50 - 80 cm dnevno. U slabom tlu, kao što su prvi muljeviti slojevi, treba poduzeti mjere da keson ne propadne duboko u tlo. Najčešće se to radi podupiranjem drvenom građom i hidrauličnom dizalicom o tavanicu kesona. Ovo isto se radi i u slučaju neravnomjernog spuštanja kesona zbog različite vrste tla i neravnomjernog kopanja. Pomjeranje i naginjanje kesona ispravlja se ponekad i spoljnim razupiranjem o naprijed pobijene šipove pored kesona. Povećani pritisak u radnoj komori može nepovoljno da djeluje na organizam radnika. Zbog ovoga su propisi za rad u kesonu veoma strogi, posebno za veće pritiske. Propisi pojedinih zemalja predviđaju potrebno vrijeme prilagođavanja promjeni pritiska zraka i radno vrijeme u kesonu. U tabeli 32.1. dat je jedan skraćeni pregled dužine trajanja rada i prilagođavanja razlici pritisaka, sa povećanjem pritiska u kesonu (Kostić, 1968).

32.5. PRINCIPI DIMENZIONIRANJA KESONA Konstrukcija kesona treba da bez oštećenja izdrži sva najnepovoljnija opterećenja i uticaje u svim fazama njegove izrade, prevoza plutanjem, dizanja i spuštanja sa skele ili pomoću dizalica, spuštanja kroz vodu i tlo sve do spuštanja na njegovu predviđenu dubinu, uključujući opterećenja kesona kao izvedenog temelja za objekat kao cjeline. Statičke pojedinačne sisteme i konstrukcije u cjelini treba tretirati na što približniji način onome, ko će stvarno raditi pod određenim okolnostima i mogućim opterećenjima. 32.5.1. OPTEREĆENJA KESONA I TEMELJA Opterećenja koja djeluju na keson i koja kod statičkog proračuna treba uzeti u obzir su:

288

Temeljenje

Temeljenje

289

X Duboko indirektno temeljenje _____________________ > > > > >


_________________________________________

težina svih delova konstrukcije kesona i zidova, odnosno ispune iznad kesona; težina opreme, instalacija, alata, skela, dizalica i pokretnog opterećenja; pritisak zraka u radnoj komori kesona, bočni pritisak vode i tla sa spoljne i unutarnje strane kesona i na zidove kesona, te trenje na vanjske strane kesona i zidova; reaktivno opterećenje odozdo na površinu noža i površinu radne komore, te reaktivno opterećenje od eventualnog podupiranja i pritiska vode odozdo; opterećenja i reakcije tla pri neravnomjernom oslanjanju noža kesona na jednu stranu ili u srednjoj trećini dužine kesona.

Sva ova opterećenja treba uzeti na mjestu nastajanja i onako kako djeluju: ravnomjerno, neravnomjerno, delomično, ili koncentrisano u tačkama, bilo za Dimenzionisanje pojedinih elemenata ili cjeline, ili za provjeru stabilnosti temelja na kesonu. Za ovo kesonsko temeljenje potrebno je, također, proračunati: količinu zraka i kapacitete kompresora, načine vješanja i vuču kesona u slučaju potrebe prevoza plutanjem, skele, dizalice, transport iskopanog materijala, plovne objekte, itd. Kod proračuna vodi se računa da opterećenja mogu biti ne samo statička, već i dinamička, izazvana pokretima i udarom. U ovome slučaju treba ocijeniti udarni koeficijent ili pri korištenju dopuštenih napona procijeniti koeficijent sigurnosti. U prvoj fazi opterećenja, nakon uklanjanja oplate i skela sa armirano betonskog kesona, konstrukcija nosi samo vlastitu težinu, montiranu opremu za pneumatski rad i eventualno pokretno opterećenje. Ukoliko se keson vješa radi spuštanja kroz vodu, treba napraviti raspored mjesta vješanja i ukupnu težinu podijeliti sa brojem mjesta za prihvatanje. Silu vješanja, dobivenu na ovaj način, treba uzeti bar dva puta veću radi mogućeg neravnomjernog raspoređivanja opterećenja pri spuštanju kesona. Pri tegljenju kesona kao plovnog objekta moguća su razna opterećenja, izvana i unutar kesona. Kada keson pliva sa radnom komorom punom vode, u njoj tada vlada pritisak vode (гр,,,). koji se mijenja sa dubinom vode (h2) po unutrašnjoj površini radne komore i po spoljnoj površini kesona (sl.32.ll.-a).

288

Temeljenje

Temeljenje

289

32. Kesonsko-pneumatsko temeljenje


- — - ri^

Sl.32.11. Pritisci vode i zraka na plivajući keson: radna komora puna vode (a), radna komora delomično pod vodom (b,crtkano) i komora pod pritiskom zraka (b).

U slučaju delomično popunjenog prostora radne komore vodom, a ne ubacuje se zrak pod pritiskom, u radnoj komori vlada pritisak sa vodnim stubom (h 3) do nivoa vode u komori (sl.32.11.-b,crtkan). Kada se zrak utiskuje pod pritiskom u radnu komoru da se istisne voda do donje ivice noža kesona, tada pritisak odgovara visini vodnog stuba (\u) iznad donje ivice noža (sl.32.1 l.-b). Spuštanjem kesona sa dijelom temelja iznad njega povećava se opterećenje, koje se dodaje, a povećava se ujedno i bočni pritisak vode (p w) i tla (pa), na spoljašnjim stranama. Usljed ovoga kretanja javljaju se i sile trenja (T), kao i sile reakcije tla (R) na nožu kesona (sl.32.12.-a). Ova opterećenja, sa pritiskom zraka (p z) u radnoj komori, koriste se za Dimenzionisanje elemenata kesona i temelja u cjelini, kao što su: nož i konzole kesona (sl.32.12.b i c), ploča kesona, zidovi iznad kesona, eventualno rebra i ploča tavanice kesona i dr. Kada se keson nožem osloni na tlo, navedenim opterećivanjima dodaje se reakcija od tla (R) i tada više ne postoje sile zatezanja od vješanja kesona (sl.32.12.-c). Reakcija tla ovisi o karakteristikama tla i njegovoj

Sl.32.12. Šema pritisaka na kesonu i zidove iznad (a), sa detaljem opterećenja konzole kesona (b) i noža kesona (c). čvrstoći. Kada se nož usiječe u tlo, što je obično slučaj, reakcija tla prenosi se i na druge dijelove kesona. 32.5.2. DIMENZIONISANJE KESONA Proračun i konstrukcijsko rješenje noža slično je kao i kod otvorenih bunara, što je opisano u prethodnim tačkama. Nož je uglavnom opterećen odozgo vertikalnim opterećenjem (W 4), odozdo reaktivnim opterećenjem (R), izvana pritiskom vode (p w), koja je funkcija visine vodnog stuba (h) i aktivnim pritiskom tla (p a), koji je funkcija dubine tla (pa=f(z)). Sa unutrašnje strane komore djeluje pritisak zraka (p z), koji je funkcija visine vodnog stuba (h) i bočni pritisak tla koji se zanemaruje (si.32.12.-c). Reaktivno opterećenje uzima se da iznosi R=KW, gdje se K kreće od 1 - 10. Za ovakvo opterećenje iznađe se sila pritiska i moment savijanja na osnovu kojih se izvrši Dimenzionisanje noža po obodu kesona.

296

Temeljenje

Temeljenje

297



+ K f'Z-p IR A

Sl.32.13. Šema proračuna momenata i sila na konzoli za iznalaženje armature u tačkama B i C: maksimalni pritisak izvana (a), minimalni pritisak izvana (b), sa reakcijom (R) na nožu kesona.

296

Temeljenje

Temeljenje

297



Kesonska konzola (sl.32.12.-b) dimenzionira se, +

1 H

/i ri- ,

D

e+-

.

4-(v h—

\

— 4

Sl.32.14. Šema opterećenja za proračun ploče kesona: u prvoj R V W K »fazi spuštanja (a) i u naknadnoj fazi (b). - --в--------------također, za najnepovoljnije opterećenje koje nastuba u slučaju povremenog ispuštanja zraka iz radne komore, jer je težina za spuštanje nedovoljna. U ovome slučaju sa vanjske strane djeluje aktivni pritisak (Рл) i hidrostatski pritisak vode (Pw), koje su sumarno označene sa Hp (ploče) i Нк (konzole), radi proračuna momenata na gornjem (Мв) i donjem (Mc) dijelu tavanske ploče (sl.32.13.-a). Prema ovome crtežu veličine momenata i poprečne sile mogu se dobiti iz izraza (Nonveiller, 1981): D М

+D (32.6.) -Р

Л

В = Н Р

a potrebna armatura u tački B (BF„) dobije se iz Мв i Hk+Hp E

—-

(32.7.)

F

D\

М = Н , Potrebna armatura u tački C (cFa) dobije se iz ovog momenta Mc. Moment u tački Q za minimalni pritisak izvana, koji može da nastubi u početnoj fazi spuštanja kada je njegova težina mala, iznosi: MC| = H K - e 3 - R-e, - 0,1Ке 2 . (32.8.) a potrebna armatura u tački Ci (CiFa) izračuna se iz Mri i R. Armatura na gornjem rubu kesona potrebna je za slučaj oslanjanja noža na srednjem njegovom dijelu. Za slučaj oslanjanja kesona na kraćim stranicama, potrebna je armatura u uzdužnom smjeru noža, kao i kod bunara i sanduka. Kod većih težina kesona dio opterećenja preuzimaju i duže stranice, te je tada sila otpora tla nešto dalje od krajeva. Proračun tavanice (stropa) kesona ovisan je o tome kako je konstruisana ploča i kakvo je opterećenje iznad kesona u toku njegovog spuštanja. Opterećenje ploče može biti izazvano betoniranjem ili zidanjem po cijeloj površini, ili se zidaju samo obodni zidovi, pa se naknadno, ili u toku spuštanja, vrši popunjavanje unutarnjeg dijela. Osim ovoga tavanica može biti projektovana kao rebrasta, pa se proračun provodi na uobičajen način za ovakvu vrstu konstrukcije. U prvom slučaju opterećenje je ravnomjerno i pretpostavlja se, u prvoj fazi spuštanja, visina svježeg betona od 1,5-2,0 m, a prema nekim autorima h>B/2 (sl.32.14.-a). Dimenzionisanje se vrši kao za ploču oslonjenu po obimu, armiranu u oba smjera, a ako je raspon u poprečnom pravcu znatno manji od raspona u dužem pravcu, pločasti nosač se računa kao nosač armiran u jednom, kraćem smjeru. Ako se stalno vrši popunjavanje betonom, uzima se kod većih visina parobolična raspodjela opterećenja od betona sa visinom parabole od B/2 (sl.32.14.-b). Za oba ova opterećenja proračuna se moment savijanja u sredini (Мл i MAi) i prema većem proračuna se armatura ploče.

Ako je tavanica rebrasta, računaju se glavni i sekundarni nosači i ploča između nosača. Kada se prostor između zidova iznad kesona ne popunjava, moguće je da sile odozdo budu veće od opterećenja odozgo, te ne dolazi do spuštanja kesona. Cesto se zbog ovoga vrši popunjavanje betonom ili zidom, kada je proračun jednostavan. Nekada se ovo popunjavanje, odnosno dodavanje opterećenja, vrši nalijevanjem vode u međuprostor (si. 32.1.).

Temeljenje 298

Temeljenje

299



32.5.3. DIMENZIONISANJE DELOVA IZNAD KESONA Kada se izvode samo obodni zidovi iznad kesona, tada su ovi relativno tanki zidovi izloženi savijanju od aktivnog pritiska tla i pritiska vode (si. 32.12.). Presjeci su opterećeni momentom savijanja, transverzalnim i normalnim silama. Statički sistem usvaja se prema obliku presjeka konstrukcije iznad kesona, koji je najčešće zatvorenog ramovskog oblika, sa pregradnim zidovima ili bez njih. Često obodne zidove (ili nosače u ravni obimnih zidova) treba proračunati i na uticaje neravnomjernog nalijeganja noža na tlo. Za ovaj slučaj potrebno je pretpostaviti načine oslanjanja (si. 31.21.) i pronaći momente savijanja, kao što je to obrazloženo kod sandučastih bunara, i proračunati uzdužnu armaturu. Spuštanju kesona i gornje konstrukcije suprotstavlja se trenje (T) po obodu, koje se obično savladava nadbetoniranjem ili nadziđivanjem konstrukcije

Temeljenje 298

Temeljenje

299


iznad kesona. Ukupno opterećenje _X(P„+Wn)] mora biti veće od sila trenja (T) i pritiska zraka (P 2) u radnoj komori, tj.: (32.9.) l (Pn+ W H )> (T + P z ), pri čemu je: Pz=B-Lpt. (32.10.) Za smanjenje sila trenja koristi se, kao i kod već opisanih bunara i sanduka, bentonitska suspenzija koja se na razne načine utiskuje po obodu kesona i konstrukcije iznad njega (sl.32.1.).

I

S obzirom da keson prolazi kroz razne slojeve tla, može se desiti da je u donjem dijelu kesona i temelja manje, a u gornjem dijelu veće trenje. U ovome slučaju donji njegov dio "visi" i izaziva silu zatezanja (Z) na koju treba dimenzionirati presjek i osigurati ga armaturom (ili na druge načine), da ne dođe do kidanja temelja.

U izvjesnim složenim terenskim i tehnološkim uslovima ostaje i dalje mogućnost primjene kesona kod temeljena, bez obzira na brzi razvoj izrade dubokih temelja bušenim šipovima. Tehnički propisi za rad na kesonskom temeljenju su sve strožiji, ali je i tehnički razvoj ove metode sve evidentniji.

300

Temeljenje

301


POGLAVLJE XI

ZAGATI I GRAĐEVINE OD NASUTIH MATERIJALA

"...Nesreća je Sto mrtvaju, pa neće plaća, pa i ta ljuba Mesa Selimović

300

Temeljenje

301

XI ZAGATII GRAĐEVINE OD NASUTIH MATERIJALA

Z

agati su veoma bitne privremene, a nekada i stalne, građevinske konstrukcije, široko primjenjivane za preuzimanje pritisaka tla i vode, te osiguranja stabilnosti konstrukcije, a često i za zaštitu građevinske jame od površinske i/ili podzemne vode.*1 Ne provodi se cjelokupno osiguranje od doticaja vode, jer bi to bilo neekonomično, te se ovo obično kombinuje sa pumpanjem vode iz radnog prostora. Izvode se od drveta, čelika, betona, armiranog i prednapregnutog betona, kao i od raznih zemljanih i kamenitih materijala i svih ovih kombinacija. Kod nas je postojala, a danas je uobičajena, podjela na "priboje" i zagate. Naziv priboj uzet je za zid koji je formiran od raznih vrsta pobijenih talpi (platnica) u tlo, međusobno pribijenih jednu uz drugu, čime se formira jedna ravan zida. Međutim, u svijetu, a i kod nas, obuhvaćaju se skupa priboji i drage zaštitne konstrukcije jednim pojmom - zagati, jer su im funkcije slične ili iste, samo se rade na suhom ili iznad vode, od raznih materijala, konstrukcija i oblika. Danas se koriste termini: jednozidni zagati (priboji), dvozidni zagati ili Uopšteno zagati i druge konstrukcije zagata za temeljenje u vodi. Iz navedenih razmatranja proizlazi široki obim različitih tipova zagata i prema novijim saznanjima neki od njih su (Tomlinson i Boorman, 1995):

a) zemljani nasipi; b) nasipi od kamenog nabačaja; c) nasipi od vreća napunjenih pijeskom; 1

Građevinskom jamom, odnosno temeljnom jamom, nazivamo gradilišni prostor pristubačan i siguran za rad potreban za izvođenje temelja.

a) b) c) d)

h) i) j) k) 1) m) n) o)

jednozidne drvene talpe; dvozidne drvene talpe; fleksibilne talpe na drvenim ili čeličnim ramovima; kamenim i zemljanim materijalima punjene drvene kasete;

jednozidne čelične talpe; dvozidne čelične ćelijasto - čelični zagati; bušeni i na licu mjesta izliveni zidovi; armirano - betonske talpe; prethodno izliveni betonski blokovi; prethodno izlivene betonske kasete; čelični cilindri i ljuske (pokretni zagati).

talpe;

Izbor tipa zagata ovisi o terenskim uslovima kao što su: dubina vode, dubina i veličina iskopa, vrsta tla i njegove osobine, način iskopa, brzina tečenja vode, nivoi vode, stepen rizika od oštećenja i prelivanja zagata. Izbor svakako ovisi o mogućnosti i lahkoći transporta na gradilište teških konstrukcija, materijala i opreme. Zemljani i kameni zagati pogodni su za niže nivoe vode. Jednozidni zagati od talpi -priboji pogodni su kod ograničenog gradilišnog prostora i gdje postoji mogućnost korištenja poprečnih veza ili ankera. Dvozidni i ćelijasti zagati koriste se kod širokih iskopa, gdje se traži samonosivost konstrukcije. Zemljanim i kamenim materijalom ispunjene drvene kasete koriste se kod udaljenih gradilišta, gdje postoje ovi materijali, a doprema drugih (beton, čelik i dr.) bila bi neekonomična. U svakom slučaju, uslovi tla za temeljenje objekta su značajni i uticajni faktori za izbor tipa zagata. Npr.: čelične, a i druge talpe su nepodesne za tla gdje postoje samci, panjevi i druge prepreke. Kod zagata na vodi treba uzeti u obzir hidraulične probleme, kao što je suženje korita rijeke, erozija, filtracija, prelijevanje i si. Nekada se ovi problemi rješavaju hidrauličnim modelima. Uopšteno, izbor tipa zagata i detalji projektovanja vezani su za poznavanje karakteristika tla, koje trebaju da se dobiju iz dovoljnog obima istražnih radova. Uz ovo potrebno je pažljivo studiranje i odabir odgovarajućih materijala za zagat, te statistički podaci o hidrološkim i drugim prilikama rijeke. U ovome poglavlju obradit će se mnogi navedeni tipovi zagata, kao i građevine od nasutih materijala, koje su srodne nasutim zagatima.

33. JEDNOZIDNI ZAGATI - PRIBOJI Jednozidni zagat, odnosno priboj, veoma je vitka vertikalna građevinska konstrukcija zabijena u tlo ili u njemu izrađena. Ona preuzima pritiske od tla i vode, te sprečava dotok vode u građevinsku jamu. Poprečni

303

presjek priboja je male debljine u odnosu na njegovu visinu, zbog čega je veoma savitljiva stijena. Prvo će se obrazložiti njihova upotreba i vrste sa aspekta primijenjenih materijala. 33.1. UPOTREBA I VRSTE JEDNOZIDNIH ZAGATA - PRIBOJA

33

Jednozidna zagatna stijena može biti kao konzola zabijena u tlo (si. .1.-a), ankerisana na jednom (si.33.1.-b) ili više mjesta, (sl.33.2.-a), ili su dvije susjedne strane međusobno povezane (sl.33.1.-c), ili razuprte (sl.33.1.-d). Na slici 33.1. prikazani su ovi osnovni tipovi za slučaj postojanja podzemne vode u tlu. Sličan je konstruktivni sistem i kod izrade jednozidnog zagata iznad površinske vode ali ograničene dubine. Jednozidni zagat - priboj može u tlu biti čvrsto ukliješten ili slobodan.

Sl.33.1. Vrste jednozidnih zagata: konzolni (a), ankerisani (b), povezani (c ) i razuprti (d ) zagat. Za osiguranje građevinskih jama danas se najčešće koriste podzemni zidovi - dijafragme sa višestepenim ankerisanjem ili bez njega (sl.33.2.-a). Zagat može biti i sastavni dio stalnih građevina, kao što su protufiltracioni ekrani (si.33.2.-b), zaštitne obalne konstrukcije (si.33.2.- c i d), zaštite temelja u vodi od erozije i podlokavanja (sl.33.2.-d). U izvjesnim slučajevima mogu jednozidne zagatne konstrukcije poslužiti i za produbljenja temelja radi povećanja nosivosti ili smanjenja slijeganja. U ovom i narednom poglavlju bit će izneseno

303

XI Zagati i građevine od nasutih materijala

33. Jednozidni zagati - priboji

više primjera zagatnih stijena izrađenih u tlu radi osiguranja iskopa koji čine sastavni dio konstrukcije same građevine.

®

©

©

skošeni utor, koji se primjenjuje kod uzanih talpi, do 10 cm debljine (sl.33.3.a). Ovaj tip sučeljavanja talpi ne daje dobro vođenje pri njihovom zabijanju, što dovodi do veće vodopropusnosti i diskontinuiteta zagatnog zida, a češće je i lomljenje oštrih ivica. Radi ovoga se ovako spajaju ® talpe samo kod manjih dubina i u tlu bez većih samaca, korijena i drugih U U " I— zapreka. Kada su talpe veće 7AGA'- J debljine (12 i 14 cm), ovaj SI.33.2. Slučajevi jcdnozidnih zagata — priboja: ankerisana zagatna nedostatak se može ublažiti stijena (a), protufiltraciona (b), zaštitna zagatna stijena kod zasijecanjem oštrih ivica obaloutvrde (c) i (d) i kod stupa u vodi(e). pera i žlijeba (sl.33.3.-b). Kod talpi debljih od 14 cm koristi se pravougaoni (sl.33.3.-c), ili trapezasti (sl.33.3.-d) oblik pera i utora, kao najbolje rješenje. U posljednjim slučajevima utor (žlijeb) treba da ima nešto veće dimenzije od pera, ali ne više od 0,5 cm.

®

d/3-0.3cm d/3 *03 cm _ 1+ S

13 т=К b_30cm

bs30cm

bs30cm

b= 2-3 d l ©

©

33

-PERO TVRDO DRVO

33.1.1. DRVENI ZAGATNI ZIDOVI Jednozidni drveni zidovi - priboji koristili su se mnogo u devetnaestom vijeku kod temeljenja manje složenih objekata. Posebno obrađene drvene talpe (platnice) zabijene u tlo formiraju zidove za privremene ili trajne građevinske svrhe. Koriste se u tlu sa podzemnom vodom ili bez nje, kao i u plitkoj spoljnoj vodi iznad terena do oko 2,0 m dubine. Ukupna dužina talpi ne bi trebala biti veća od 8,0 m, jer bi veća dužina zahtijevala deblje talpe, skuplju nabavku i složenije zabijanje. Danas je skupa drvena građa za talpe, pa se sve više zamjenjuje drugim jeftinijim i trajnijim materijalima. Drvene talpe rade se od birane jelove rezane grade debljine 8-20 cm, a najčešće 10-14 cm. Širina talpi kreće se od 15-30 cm, a normalno su u upotrebi talpe širine 20 - 25 cm. Potrebna vodonepropusnost, kao i bolje vođenje talpi pri zabijanju, postiže se posebno oblikovanim spojevima između pojedinih talpi. Talpe se obično rade na spoj u obliku pera i utora (žlijeba). Njihov oblik u poprečnom presjeku može biti trouglast, (skošen) pravougaon, ili trapezasl. Najjednostavniji i najmanje siguran je SI.33.3. Presjeci drvenih talpi (platnica): skošeni utor (a), skošeni utor sa zasječenim ivicama (b), pero i utor (c), trapezno pero i utor (d), posebno pero od tvrdog drveta pravougaono (e) i skošeno (f), pero i utor od skovanih dasaka (talpi) (g) i dvostruke talpe na preklop (h).

306

Temeljenjt

Temeljenje

307



Kod zabijanja tanjih talpi na veće dubine koristi se posebno pero od tvrdog drveta (sl.33.3.-e, f). U ovome slučaju talpe se izrađuju samo sa žljebovima na obje strane, a pero za veze izrađuje se od posebnog komada, koji se umeće u žlijeb i zakiva ekserima. Za pliće zagate mogu da posluže talpe izrađene od dasaka međusobno spojenih ekserima, kojima se ujedno formira pero i utor (sl.33.3.-g). Ponekad se za manje građevine koristi zagatni zid izrađen od dva reda dasaka, koje se međusobno preklapaju (sl.33.3.-h) i time se obezbjeđuje izvjesna vodonepropusnost. Radi lakšeg zabijanja u tlo talpe se na dnu obrađuju tako da se što lakše savladaju otpori tla i da one u toku zabijanja potiskuju novu talpu prema već zabijenoj. Zbog ovoga se donji kraj zasijeca koso po širini talpe (sl.33.4.-b). Radi zaštite od cijepanja i smanjenja otpora prodiranju talpa se na dnu obično oblaže metalnim okovom pričvršćenim ekserima (sl.33.4.c i d). Gornji kraj talpi se zasjeca radi okivanja limom ili za navlačenje čeličnog prstena za zabijanje (si.33.4.-e i f),

306

Temeljenjt

Temeljenje

307



kojim se sprečava cijepanje drveta od udara malja. Nakon zabijanja talpe do određene dubine čelični prsten se skida i postavlja na narednu talpu. Kada se talpe zabijaju pojedinačno, može doći do njihovog razmicanja, pa se u pojedinim poljima ne bi moglo završiti talpom iste širine. Radi ovoga se koristi posljednja talpa u polju trapeznog oblika, a ona je u gornjem kraju šira nego u donjem dijelu. Njen zadatak je da zabijene talpe u polju prtbije bolje jednu uz drugu, jer se one obično kod slobodnog zabijanja razmaknu.

®

© ...

1

@

©

kliješti ma dimenzija obično у^) ' / 24 cm (s'-33-5. i 6.). Ona moraju biti dovoljnih dimenzija, kako bi mogla držati talpe u ravni, prenijeti opterećenje zida od talpi na stubove i raspinjače i izdržati zabijanje talpi i stubova, bez većih deformacija.

M0a2/3b 'im 1ЛМ-И1— a "i I- okov Н ч—*Н" Veza kliješta sa stupovima mora biti čvrsta, uvezana metalni zavrtnjima i ne smije smetati zabijanju talpi (sl.33.6.).

POOLED POGLED PRESJEK POGLED Sl.33.4. Tipovi obrade glave i stope talpe: oblikovanje glave i stope (a, b), okov stope talpe (c, d), obrada glave talpe (e, f).

Sl.33.5. Jednozidni zagalni zidovi u tlu sa podzemnom vodom (a i b) i na otvorenoj vodi (c), sa lemom rasporeda stupova (d). Sl.33.6. Detalji vezivanja, kliješta za stup: u polju (a) i na uglovima (b i c), (Kostić, 1968). © ® (£) (d) Postavljanje konstrukcije jednozidnog zagata ovisi o tome da li se objekat izvodi u tlu sa visokim nivoom podzemne vode (si.33.5.-a i b) ili u otvorenoj vodi (sl.33.5.-c). Osim ovoga, zabijanje talpi u cjelini istovremeno, pojedinačno ili polje po polje, ima uticaja na koncepciju konstrukcije i rada na zagaćivanju građevinske jame.

308

Temeljenje

Temeljenje

309



Zid od talpi ukrućuje se stubovima, dimenzija ~ ^ЗО СШ' 3 Па razmaku do 3,0 m. Raspored stubova ovisi o obliku građevinske jame, ali obavezno dolaze na uglovima i lomovima građevinske jame (si.33.5.-d). Stubovi imaju utore po cijeloj visini izuzev na donjem dijelu dubine oko 50 cm, za koliko je dublje ukopan od talpi (si.33.5.-a, b, c). U gornjem kraju stubovi se povezuju Zabijanje drvenih TALPI vrši se ručnim maljevima ili običnim lahkim makarama, odnosno zabijačima. U slučaju dubljih zidova i u težim tlima koriste se teški motorni zabijači. Makara se obično montira na kolosijeku paralelnom sa osom zagatnog (pribojnog) zida, uzduž koje ona zabija pojedine talpe (sl.33.7.-a).

308

Temeljenje

Temeljenje

309


■___________________________________53. Jednozidni zagati - priboji

U slučaju zabijanja talpi iznad vode koristi se skela ili plovni objekat, na kojem se nalazi makara (sl.33.7.-b).

Sl.33.7. Zabijanje talpi: na tlu u dvije faze sa lakšim i težim zabijačem (a) i iznad vode (b). Talpe se počinju zabijati iz jednog ugla zatvorene građevinske jame (sl.33.5.-d), ili iz jednog kraja, kada se talpe zabijaju u jednom pravcu. Talpe se postavljaju tako da utor bude u pravcu napredovanja, kako bi pero očistilo utor od nakupljenog materijala. Da bi se talpe održale što bolje u željenoj ravni, uzastopno se zabijaju sa relativno malom visinskom razlikom (sl.33.8.). Najprije se zabijaju utoreni stubovi, po cijeloj dubini (sl.33.8.), ili se zabijaju skupa sa talpama, ali sa vrhovima uvijek ispred talpi. Kada se stubovi zabiju do kraja, prije zabijanja talpi oni mogu skrenuti iz ravni zida. Zabijanje pojedinačnih talpi između stubova izaziva njihovo razmicanje i devijaciju u ravni zida. U ovom slučaju zadnja talpa do stubova treba da ima trapezni oblik, čime će se izvršiti njihovo pribijanje. Razupiranje drvenih zidova zagata vrši se sukcesivno sa iskopom, koji se najčešće izvodi ručno kod malih građevinskih jama. Razupore, koje moraju preuzeti sile aktivnog pritiska tla i vode, oslanjaju se na horizontalne uzdužne grede (sl.33.9.-a) ili direktno na stubove (sl.33.9.-c).

Sl.33.8. Zabijanje talpi između dva stupa, u presjeku, pogledu i sa detaljima.

Sl.33.9. Razupiranje jednozidnog zagata: presjek A - A, sa dva razupiranja (a), pogled na razuprtu stijenku (b), razupiranje samo na sluhovima (c) i detalj razupiranja (d). Razupore se postavljaju u dva nivoa (sl.33.9.-a, b) ili u jednom (si.33.9.-c) nivou, što ovisi o dubini građevinske jame i bočnom pritisku. U velikim građevinskim jamama, sa većim bočnim pritiskom na zidove, razupore su guste i veoma jake, što otežava iskop i kretanje radnika. Ako postoji mogućnost, dobro je osiguranje izvršiti izvan građevinske jame. Spoljašnje osiguranje može se iskoristiti kao radna skela. Prilikom iskopa vrši se obično i ispumpavanje vode iz građevinske jame, jer se ne može talpama obezbijediti potpuna vodonepropusnost. Treba obratiti pažnju da ne dođe do proloma tla - hidrauličnog sloma tla usljed ispiranja čestica ispumpavanjem vode iz branjenog prostora. U složenijim uslovima treba odustati od ispumpavanje vode, već kopati i betonirati pod vodom. Betoniranje temeljnih stopa obično se vrši do samih talpi zagata tako da stubovi ulaze u temeljnu stopu. 310

Temeljenje

Temeljenje

311



33.1.2. jČELIČNI ZAGATNI ZIDOVI Vrlo često se za temeljenje savremenih inženjerskih konstrukcija koriste čelične talpe raznih oblika. Čelik kao materijal velike čvrstoće i elastičnosti pogodan je za izradu jednozidnih zagata većih dubina i pritisaka, nego što je to slučaj kod drvenih zagata. Temeljenje čeličnim zagatima vrši se od 10,0 m i više, što ovisi o vrsti tla. Čelične talpe mogu se zabiti dublje od dna građevinske jame, čime se povećava sigurnost i stabilnost zida, posebno od iznenadnog prodora vode u građevinsku jamu. Ukoliko se izvrši pažljivo zabijanje, moguće je izvaditi talpe i ponovo ih koristiti, što im daje ekonomsku prednost u odnosu na ostale tipove talpi. Građevinska jama je u ovome slučaju šira od temeljne stope tako da beton temelja ne dolazi u dodir sa talpama zida. Čelične talpe za zagatne zidove su profiiisane, raznih oblika, veličina i različitih debljina poprečnog presjeka. Postoji veliki broj patentiranih profila, u Evropi i SAD, namijenjenih za različite svrhe i razne vrste stalnih ili privremenih zidova. Za talpe se koriste najčešće ravni presjeci ukoliko preuzimaju male momente savijanja ili samo aksijalna opterećenja, koja se obično javljaju kod plitkog temeljenja, ili kod ćelijastih zagata (sl.33.10.). Zbog male debljine rebra potrebno je da čelične talpe imaju na krajevima posebno oblikovane žljebove kojima se međusobno povezuju i osiguravaju stabilnost i vodonepropusnost zida. Oblik i mjesto žlijeba talpe varira od proizvođača do proizvođača i svi oni imaju određene prednosti i ma hane. Kada su žljebovi (pero i utor) smješteni u sredini, tj. u neutralnoj osi, materijal talpe je slabije iskorišten, ali je spoj više zaštićen (Larsen talpa). Spoj u pojasu povećava moment otpora zagatne stijene, ali je više izložen oštećenjima (Heš talpa). Najpoznatiji svjetski tipovi talpi su: Larssen (Larsen), Hoesch (Heš), ili Frodingham (Frodingam), Krupp (Krup), Rombas, Lackawanna, (Lakavana), koji su dijelom principijelno prikazani na slici 33.10. Larssen talpe imaju široku primjenu u svijetu za zagate, jer imaju malu mogućnost otkopčavanja prilikom zabijanja dugih talpi u teškim terenima, što se za ostale tipove talpi ne bi moglo reći. Pojedinačne talpe mogu se kombinovati sa nosačima (Peine ili normalni profil), čime se povećava otporni moment presjeka zagata (sL33.10.-f, g). Pored uobičajenih oblika talpi sa normalnim presjecima postoje i oblici za dobivanje krivih i izlomljenih površina zidova tako da se od njih mogu praviti razne kombinacije. Čelične talpe koriste se kao dijelovi trajnih konstrukcija, kao što su npr. obalni zidovi i pristaništa na rijekama i morima. U ovim slučajevima debljine talpi uzimaju se veće od potrebnih, jer su iznad najnižeg vodostaja izložene hrđanju, čime se smanjuje vijek njihovog trajanja. U posljednje vrijeme upotrebljavaju se talpe od nehrdajućeg čelika, ili se uvodi katodna zaštita. U tabelama 33.1. do 33.4. dati su podaci za čelične talpe tipa Larssen i Frodingham, ili Hoesch, prema nekim evropskim (njemačkim i britanskim) proizvođačima čelika.

®

310

©

Temeljenje

©

Temeljenje

311



Sl.33.10. Tipovi čeličnih talpi: LARSSEN ( A }, HOESCH ILI Frodingham (B), Krupp (C), PEINE. (dj, prava (Romhaas) TALPA ft.;, Larsseriove talpe spojene sa Peiner (Pajner) nosačem ф I Frodingham TALPE ZAVARENI rta KLASIČNIM I nosačima (g).

Postavljanje i zabijanje čeličnih talpi zahtijeva dovoljno visoke dizalice sa maljem zbog velike dužine talpi i potrebe za uvlačenjem u žljebove odozgo. Organizacija postavljanja i zabijanja zida od čeličnih talpi ovisi o tome da li se radi na tlu ili iznad vode. U ovim slučajevima čelični СХЏГ-Х ;e izvodi na analogan način kao i drveni, odnosno kao i šipovi. Normalni profili talpi Larsen Tabela 33.1. vProJSlS'

лил Dimenzije (mm)

\

Težina

A (апг)

Statičke

vrijednosti.,

za

l m

;.

la I II III IVn V VI VII

130 150 200 247 J 360 360 440 460

400 400 400 400 400 420 420 460

,•■ d/V

t;

' :

(**/»«)

:w'"'"-...

V " w (kg/nr)

6,5 8 8,7 9,2 10 12 14 14

7 8 10,2 14,2 14,8 20,5 22 26

32,8 40 48,8 62 74 100 121,8 142,6

82 100 122 155 185 303 370 310

>■.(«»') 25,8 31.5 38,5 48,9 58,3 78,8 95,9 112,4

2 470 3 750 8 500 16 670 39 600 54 000 92 400 115 000

380 500 850 1 350 2 200 3 000 4 200 5 000

Normalni profili talpi Hoesch (Heš) Tabela 33.2. Dimenzije i statičke veličine Frodingham talpi (Britanska proizvodnja) Tabela 33.4. Tip

Dimenzije (mm)

| Ei

h

476 675 675 675 675

143 300 380 430 460

d

t\

f.

'V-.--

presjek.-

■ ■-<«-/«)

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

166,5 137,9 147,6 194,9 244,8

Ш) zida

{enifm zida

:;j

IBXN FX13 FX18 ЕХ26 FX36

Masa

Površin; ;

62,1 73,1 78,2 103,3 129,7

130,4 108,3 115,9 153,0 192,2

Statičke vrijednosti 1 za l m Moment

Otporni

inercije

moment'

t . W)

(cm=)

4 919 19 693 34 201 55 983 82 915

688 1 313 1 800 2 603 3 605

W,

Čelične talpe postavljaju se i zabijaju obično jedna po jedna ili po dvije skupa. Pri postavljanju žljebovi se podmazuju uljem ili mašću radi lakšeg zabijanja i smanjenja vodopropusnosti.

■VrtMj

310

Dimenzije (mm) Г;

:

jj;j:/r: Težina", i.';;

'■'■ %ghn) > ; t-}fi

'J::i

Л W

....

(rm:)

Statičke vrijednosti za 1 m ',(<■>»') iv, (<•/«•)

(kg/m2)

Temeljenje

Temeljenje

311


la I 11 III IV V

160 150 185 230 267 290

425 400 400 400 400 425

7 8 8,5 9,5 10,5 12

■___________________________________53. Jednozidni zagati - priboji 7 8 9,5 12 14 18

37,8 40 48,8 62 74 101,2

113,38 127,4 55,43 197,45 235,68 303,18

48,19 50,96 62,17 78.98 94,27 128,85

4 800 5 250 10 175 18 400 29 370 43 500

600 700 1 100 1 600 2 200 3 000

Dimenzije i statičke veličine Larsen talpi (Britanska proizvodnja) Tabela 33.3. Dimenzije (mm)

;

PovrŠin: Masa ..:.":f,'.v-

:гЏр'ј:'Г

presjek!

(te/'"""

(emfm zida 6W LX8 LX12 LX16 LX20 LX2S LX32 20W 25W GSP3 4A 6 6 6

525 600 600 600 600 600 600 525 525 400 400 420 420 420

212 310 310 380 430 450 450 400 454 250 381 440 440 440

7,8 8,2 9.7 10,5 12,5 15,6 21,5 11,3 12.1 13,0 15,7 22.0 25.4 28,6

6,4 8,0 8.2 9,0 9,0 9,2 9,8 9,2 10,5 8,6 9,6 14,0 14,0 14,0

331 250 386 365 330 330 328 333 317 271 .219 248 251 251

108 116 136 157 177 200 242 188 213 191 236 370 397 421

V {kg/m'

Statičke Vrijednosti .: : .. /а 1 III Moment inercije Otporni

.

moment

W,

zida. 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

85,1 91,0 106,4 123,5 138,6 156,7 189,8 147,2 167,4 150,0 185,1 290,5 311,8 330.2

(rm' 6 459 12 861 18 723 31 175 43 478 56 824 72 028 40 180 56 727 16 759 44916 92 452 102 861 111 450

610 830 1 208 1 641 2 022 2 525 3 201 2 009 2 499 1 340 2 360 4 200 4 675 5 066

Sl.33. II. Zaštitne kape za zabijanje čeličnih talpi: pojedinačna Larssen (a) i dvostruka (b i c) talpa.

Kod postavljanja i zabijanja talpi u tlo moguće je, da talpe skrenu iz predviđenog položaja i iz ravni zida. Da ne bi došlo do ovoga koriste se drvene ili čelične vodice, slične kliještima, sa jedne ili obadvije strane. Čelični zagatni zidovi najčešće se koriste kao trajne građevine ili se njima zagaćuju veće građevinske jame. Ako se koriste kao privremene konstrukcije, onda se svi detalji i nadglavnica izvode kao montažno - demontažni elementi, od drveta, a rjeđe od čelika. Zabijanje dužih i težih čeličnih talpi vrši se lagahnim ili teškim motornim zabijačima. Danas se upotrebljavaju brzohodni mehanički maljevi bez posebnih vodica. U pjeskovitom tlu koriste se vibracioni i vrlo efikasni zabijači kojima se postiže velika brzina utiskivanja čeličnih talpi. Ispiranjem vodom pod pritiskom, kroz posebno ugrađene cijevi sa otvorom u dnu talpe, ovaj proces zabijanja se još više ubrzava. Kod zabijanja se na talpe postavljaju zaštitne metalne kape, posebno profilisane i prilagođene presjeku jedne ili dvije talpe. Gornji kraj poklopne kape profilisan je za stavljanje drvenog umetka, preko kojeg se vrši zabijanje talpe (sl.33.11.). Kod zabijanja talpe pomoću vibracionog malja on se pričvrsti na gornji kraj talpe zavrtnjima i ona se pridržava u početnoj fazi zabijanja, dok se talpa dovoljno ne zabije u tlo. Kopanje i razupiranje vrši se sukcesivno pod zaštitom čeličnog zagata, obično nakon potpunog zabijanja talpi. Kod privremenih zagata malih dubina i pritisaka koristi se tvrda drvena građa za razupiranje i međusobne potpore dok se za velike i dublje građevinske jame koriste montažni čelični konstrukcioni elementi. Iskop u građevinskoj jami štićenoj čeličnim talpama obično je obimniji, te se nastoji smanjiti obim razupiranja, kako bi se mogao vršiti mehanizovani iskop. Da bi smanjilo razupiranje, koje se nekada izvodi u više nivoa a time i stvorio širi prostor za rad, razvijene su mnoge nove konstrukcije sa zategama. One se ugrađuju sukcesivno sa iskopom i preuzimaju sile aktivnog pritiska tla i pritisak podzemne vode (sl.33.12.-b i d). Sile na zategu prenose se preko podvlaka oslonjenih na zagatni zid, za što se izgrađuju posebni elementi.

310

Temeljenje

Temeljenje

311



Priticanje vode u građevinsku jamu sa čeličnim talpama je manje nego kod drvenih, te je odbrana od vode lakša. Priticaj vode je uglavnom ispod talpi, te se dubljim njihovim zabijanjem može smanjiti potreba za ispumpavanjem vode iz građevinske jame. Čelični zagatni zidovi (priboji) koriste se kao stalne građevine, radi čega je potrebno izvesti naglavnu čeličnu, ili armirano - betonsku gredu (sl.33.12.). 33.1.3, ARMIRANO

-

BETONSKI ZAGATNI ZIDOVI

Armirano betonske talpe ne koriste se za privremene, već za stalne objekte. One obično čine sastavni dio temelja, bilo kao nosivi ili zaštitni dio objekta (sl.33.2.-c). U izvjesnim slučajevima mogu da zamijene i nosive šipove. Najveća im je prednost, nad ostalim tipovima, što su neosjetljive na oscilacije vodostaja i agresivne uticaje. Dimenzije su im ograničene težinom i mogućnošću zabijanja talpi.

®

®

©

©

Sl.33.12. Nadglavne grede kod zidova od čeličnih talpi: čelična bez (a) i sa zalegom (b), armirano - betonska bez (c) i sa (đ) čeličnom zalegom (Nonveiller, 1981.).

-65-чИ5»(- (a), poprečni Sl.33.13. Armirano - betonske talpe: podužni presjeci presjeci sa delaljom vrha talpe (h), kvadratni presjek talpe (c), te presjeci prednapregnutili talpi (d i e), (Nonveiller, 1981) i Tpresjek (f).

Poprečni presjek talpi prilagođava se potrebi konstrukcije, dubini i vrsti tla, te veličini momenta savijanja. Rjeđe je kvadratnog (si.33.13.-c) a češće pravougaonog presjeka za manje (si.33.13.-b, d, e), a nekada i u obliku T presjeka za veće momente savijanja (sl.33.13.-i). Kontinuitet zagatnog zida i vodonepro-pusnost sastava obezbjeduje se izradom pera i utora (sl.33.13.-c, d), ili samo utora (sl.33.13.-e), ili njihovim kombinacijama. Naime, donji dio talpi izvodi se sa perom i utorom, radi boljeg uzajamnog vođenja, a gornji samo sa utorima XI Zagati i građevine od nasutih materijala________________________________________

(sl.33.13.-a). Pero i utor obezbjeđuju prisilno zadržavanje talpi u ravnini zabijanja, a obostrani utori bolju vodonepropusnost zagatne stijene. Odnos veličine strane pravougaonog presjeka obično se kreće od 1:1,5 do 1:2, a rjeđe 1:3. Širina armirano - betonske talpe uzima se od 20 do 35 cm, a dužina poprečnog presjeka 30 do 50 cm. Ako se izvode talpe sa utorima na obje strane onda se utori povezuju umecima od čelika ili armiranog betona (sl.33.13.-e). Čest je slučaj da se utori nakon zabijanja talpi isperu vodom pod pritiskom i pomoću cijevi zainjektiraju cementnim malterom. Radi uspješnog zabijanja u tlo donji dio završava se klinasto, kao i kod drvenih talpi (sl.33.13.-a i b), a gornji kraj se suzi, radi postavljanja kape za zabijanje maljem (si.33.13.-a).

310

Temeljenje

Temeljenje

311



Betonske talpe se nekada međusobno povezuju kao i čelične talpe, ugrađivanjem čeličnih delova u toku betoniranja. Češći je slučaj da se čitave čelične talpe (Larssen) ugrađuju u toku betoniranja, tako da se međusobne veze ostvaruju kao kod čeličnih talpi. Tanke armirano - betonske talpe, ili talpe od prednapregnutog betona mogu se zabijati između drvenih kliješta, kao i drvene talpe. S obzirom da se ove talpe koriste kao stalne konstrukcije, i njihovo povezivanje i ukrućenje se vrši armirano - betonskim konstrukcijama, koje se rješavaju prema zahtjevima objekta. Zabijanje armirano - betonskih talpi vrši se teškim maljevima preko oblikovane glave i postavljenim jastukom za prenos sile udarca. Rad na zabijanju je isti kao kod drvenih, odnosno čeličnih talpi. Zabijanje u sabijenom nekoherentnom tlu olakšaće se ako se kroz posebne cijevi sa mlaznicom na dnu talpe utiskuje voda pod pritiskom, slično kao kod šipova. Kopanje u građevinskoj jami, ispumpavanje vode i razupiranje je slično kao i kod drvenih i čeličnih talpi. Međutim, ove talpe su najčešće sastavni dio temelja, te one moraju zadovoljiti sve tehničke uslove kao i sama konstrukcija.

33.1.4. ZAGATNI ZIDOVI OD TALPI PREDNAPREGNUTOG BETONA Armirano - betonske talpe mogu se raditi i od prednapregnutog betona, u tom slučaju mogu biti tanje i lakše (sl.33.13.-d, e), od talpi izrađenih od običnog armiranog betona, za preuzimanje istog momenta savijanja. Prednapregnut beton u talpama povoljan je radi efikasnog iskorištenja cijelog presjeka na savijanje, a uvedeni napon na pritisak sprečava stvaranje prskotina u betonu. Zbog ovoga su talpe od prednapregnutog betona otpornije na koroziju armature, i povoljnije za zabijanje, zbog manjih presjeka i veće otpornosti na nepovoljne uticaje udara malja. Zabijanje prednapregnutih talpi može se vršiti između drvenih kliješta, a sama nadglavna konstrukcija izvodi se, nakon zabijanja svih talpi, od prednapregnutog betona. _____;________________________________ _________


Talpe od armiranog i prednapregnutog betona koriste se i za sprečavanje ispiranja tla i podlokavanja temelja u vodi, kao i za sprečavanje filtracije vode ispod hidrotehničkih objekata u vidu podzemnih zavjesa. U ovim slučajevima povoljnije je kontinuitet stijenke obezbijediti metalnim ubetoniranim vezama čime se obezbjeđuje bolja vodonepropusnost. Priprema, izrada, konstruktivni detalji, zabijanje, upotreba i dr. talpi od prednapregnutog betona slično je talpama od armiranog betona, a dijelom i šipovima od armiranog betona.

33.1.5. BETONSKE DIJAFRAGME KAO ZAGATNI ZIDOVI Posljednjih desetljeća usavršeni su postubci mašinskog iskopa i betoniranja usjeka velike dubine, bez razupiranja bočnih strana. Uobičajeno je da se ovako dobiveni podzemni zidovi - ekrani nazivaju kontinualne dijafragme. Prvobitno su izvođene tankostijene dijafragme za manje dubine i različitim postubcima koji se razlikuju od izrade današnje debelostijene dijafragme grabilicom ili pomoću reverzibilne cirkulacije suspenzije kod rotirajućeg uređaja, kojim se sasijeca tlo.

33.1.5.1. Tankostijene dijafragme Metod izrade tankostijene dijafragme sastoji se u nabijanju serije čeličnih 1 profila jedan pored drugog, postepenom njihovom izvlačenju i istovremenom zapunjavanju stvorenog prostora, injektiranjem pod pritiskom ili pod vlastitom težinom injekcione smjese (sl.33.14.). Na ovaj način formira se cementna, cementno - glinena ili glinena dijafragma debljine do 30 cm. Ovaj tip dijafragme primjenjuje se u pjeskovitim ili šljunkovitim materijalima, do dubine obično ispod 10,0 m, a najviše do 15,0 m. Cijeni se da je do 30%, a u nekim slučajevima i više, jeftinija od debelostijene dijafragme, a njom se može postići tražena vodone-propusnost. Pobijanje i izvlačenje čeličnih profila vrši se pomoću posebnog toranjskog krana dovoljne nosivosti za hidrauličko pobijanje i izvlačenje nosača. Normalno se koristi serija od nekoliko čeličnih nosača na kojima su zavarene injekcione cijevi, koje su pri dnu u fazi pobijanja zatvorene. Dimenzije I profila trebaju biti prilagođene geološkim uslovima, postavljenim zahtjevima za dijafragmu i moćnosti stroja. Kod nas je u primjeni izrada tankostijene dijafragme samo sa jednim I profilom, što je za izvođenje jednostavnije. Kontinualnost dijafragme i vođenje nosača obezbjeđuje se na taj način da jedna nožica uvijek ulazi u već izbušeni i zainjektiran prostor, dok druga nožica I profila prolazi kroz teren (si.33.14.-b).

310

Temeljenje

Temeljenje

311



Kada se I profil pobije do nepropusnog tla, pristuba se sukcesivnom vađenju I profila i injektiranju slobodnog prostora injekcionom smjesom, koja prodire dublje i u okolno tlo. Najprije se podigne nosač za oko 15 cm, a zatim injektira, sve do pojave smjese na vrhu prethodno izvedenog dijela dijafragme.

(a)

m

33.14. Izrade tankostijene protufiltracione dijafragme sa zabijanjem serije I profila (a), sa fazama: zabijanje 1 profila (1), izvlačenje profila (2), injekcioni vod (3), završena dijafragma (4), nepropusno tlo (5) i pravac napredovanja (6), te pojedinačno pobijanje I profila (b).

Injekciona smjesa mora biti penetrabilna, relativno fleksibilna, otporna i vodonepropusna. Za ove zahtjeve najpogodnija je cementno - glinena smjesa, ali se koristi glinena smjesa i beton sa finom granulacijom, gdje osnovni dio čini kameno brašno. U našoj zemlji izveden je manji obim ovih tankostijenih dijafragmi (tabela 33.5.-b). Posljednji i najobimniji radovi izvedeni su kod zaštite kopa od podzemnih voda na Termoelektrani Gacko. Primijenjena je igla veličine 600 - 800 mm, sa širinom 80 - 120 mm, koja je pobijena kroz kvartar, do maksimalne dubine od 11,5 m. Primijenjena je injekciona smjesa od cementa 30%, kamenog brašna 67% i bentonita 3%, u omjeru suha tvar: voda = 1:0,8. Projektovanje utrošak suhe tvari od 160 kg/ m 2 dijafragme. Izvedeno je ukupno 3.573 m dijafragme ili 16.150 m" , prosječne dubine 4,50 m, iz koje je u toku rada izvađeno i ispitano više uzoraka. Utvrđene su debljine dijafragme od 7 cm - 14 cm, a kod nekih uzoraka i van ovih granica. Monoaksijalne čvrstoće kretale su se na uzorcima 5x5x5 cm i valjcima prečnika 3,5 cm i visine 7,0 cm od 0,9 do 1,2 MPa, a moduli deformacija od 60-110 MPa. Čvrstoća na zatezanje kretala se od 0,4 do 0,7 MPa, a vodopropusnost od 0,73• IO-6 do 1,5 -1045cm/s. 33.1.5.2. Debelostijene dijafragme Pod kontinuiranom debelostijenom dijafragmom podrazumijeva se zid od gline, gline i cementa, betona ili armiranog betona izveden u dubokom šlicu, prethodno iskopanom posebnim strojevima sa terena, čije se stijenke privremeno štite od urušavanja glinenim i bentonitskim suspenzijama. Nakon izvršenog iskopa ispuna se vrši betonom ili glino - betonom, pomoću lijevka (Contractor), koji ima veću jediničnu težinu, pa istiskuje lagahniju suspenziju i tako popunjava formirani prostor. U iskopani i suspenzijom zaštićeni usjek može se uložiti armaturni koš, kao i ostavljati eventualni otvori, utori i si. i izvršiti betoniranje kontraktorom. Područje primjene kontinuirane dijafragme je veoma široko, te se danas ovom metodom mogu riješiti veoma složeni zadaci temeljenja. Njena Primena se stalno proširuje, a danas je uobičajeno rješavanjem slijedećih problema u građevinarstvu i rudarstvu: > Protufiltracioni ekrani ispod hidrotehničkih objekata; > Vodonepropusna jezgra u tijelima nasipa; > Nosivi, ili vodonepropusni ekrani kod zaštite građevinskih jama i objekata; > Nosivi elementi kod dubokih temeljenja; > Potporne i obložne konstrukcije i > Drenaže. U poglavlju 34. i 36. dati su primjeri korištenja dijafragmi, a u poglavlju 40. njen proračun.

310

Temeljenje

Temeljenje

311



Izrada dijafragme vrši se u kampadama na preskok, i to prvo neparni, a zatim između njih parni elementi (sl.25.9. i 33.15.). Tijelo dijafragme se u navedene svrhe izvodi od: prirodne gline sa dodatkom prirodnih materijala; mješavine gline, bentonita, cementa i nekoherentnih dodataka betona, te folije koja se u iskopane šliceve širine 0,40 do 1,00 m ugrađuje podvodno. Dijafragma se izvodi u kampadama, dužine obično 5,0 do 8,0 m, što ovisi o obliku konstrukcije, tehnološkom procesu ugradnje ispune, vrsti strojeva, širini dijafragme, brzini iskopa i opterećenja tla. U svijetu i kod nas izveden je veći obim dijafragmi sa dubinama i do 80,0 m (tabela 33.5.). Posebna pažnja posvećuje se izradi spojeva između kampada dijafragme. U tom cilju ugrađuju se na krajevima neparnih kampada granične cijevi, koje se nakon određenog vremena vade, čime se stvara "utor" u očvrsloj dijafragmi ili se grajferkom očiste i "udube" krajevi kampada prije izrade parne lamele. Na ovaj

310

Temeljenje

Temeljenje

311

___ '__________________________________ 33. zagati - priboji Dijafragme u aluviju Godina završetka

Jednozidni

Tabela 33.5. .JDubiiife.DubinaDebljina"Površina:::'Brano/objekal aluvijadijafragmedijafragmeekrana 1 (mi ;;г-(mi ;(ra)a) Debelostijene dijafragmeRhinau, Francuska1963.400,806.000Obra, Indija1964.152 х 0,60Pierre Benite, Francuska1964.2020-300,50-0,6060.000Freistritz, Austrija ■1965.>100470,5032.000Bourg ies Valence, Francuska1965.16160,5010.500Arroio Duro, Brazil1966.350,40Ukai, Indija1966.200,6023.400Vallabregues, Francuska1967.300,6044.500Brana na Sionskogo (Rusija)2017,526,40,604.240Prerniere Chute, Kanada1969.60600,755.500Mahabad, Iran50201,004.200NE Krško, Hrvatska1975.12 i 130,508.500Varaždin, Hrvatska32320,5020.000Varaždin -12120,5011.500Salakovac, Bosna i Hercegovina1978.1818,50,60 i 0,S04.650Brana na Tisi, Srbija7-210,6020.000b) Tankostijene dijafragmeBittenbrun, Njemačka1966.10100,70 (0,30)21.150Razzaza 2, Irak1968.20100,30TE Gacko, Bosna i Hercegovina1982.11,5Do 11,50,07-0,1416.150

Sl.33.I5. Faze izrade dijafragme: iskop i betoniranje neparnih (a) i parnih (b) lamela; pokretni stroj za kopanje (1); betoniranje preko miksera i kontraktora (2); granične cijevi (3); uvodnica (4), XI Zagati i građevine od nasutih materijala

_____________________________________

način beton parnih elemenata potpuno prijanja za već gotove neparne elemente dijafragme, čime se postiže potpuna vodonepropusnost i kontinualnost dijafragme. Ovo je značajna prednost u odnosu na zavjesu od bušenih šipova koja ima više spojnica, kroz koje može doći do filtracije vode. Potrebna ravnoteža napona u iskopanom rovu održava se razlikom hidrostatskog pritiska između podzemne vode i suspenzije, od bentonita i vode ili gline i bentonita sa vodom. Osim toga, usljed većeg 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 sprečava gubitak suspenzije, a ujedno i povećava kohezija okolnog tla, koja obezbjeđuje veću stabilnost protiv urušavanja. Početna jedinična težina suspenzije iznosi oko ys =11 kN/m3 , ali ona vremenom postaje gušća, jer se miješa sa česticama iskopanog materijala, pa je treba povremeno pročistiti kako ne bi postala suviše teška. Ovo je posebno potrebno učiniti prije betoniranja kako bi beton mogao sa sigurnošću potisnuti prema gore suspenziju iz usjeka. Praktična granica težine suspenzije kreće se do ys = 12 kN/m3. Primena suspenzije za stabilizaciju usjeka ograničena je nekim karakteristikama tla. U materijalima velike propusnosti može doći do gubljenja suspenzije ili do znatnog njenog utroška, što izaziva veće troškove

322

Temeljenje

Temeljenje

323

građenja. U takvim slučajevima dodaju se razni vlaknasti ili spužvasti materijali koji smanjuju propusnost i omogućuju stvaranje nepropusne membrane. Posebnu poteškoću stvaraju samci ili konglomerat, koji se mora razbijati razbijačima ili grajferkom, što može dovesti do rastresanja okolnog tla, a ponekad i znatnog gubljenja vremena. U posljednje vrijeme primjenjuju se posebni strojevi za "frezanje" -zasijecanje čvrstog tla (vidjeti poglavlje 40). Zagati u vidu betonskih ili armirano - betonskih dijafragmi pogodni su u urbanim i skučenim prostorima, jer se elementi ne zabijaju u tlo. Na ovaj način se ne ometa normalan tok života u susjednim objektima i ne utičemo nikakvim vibracijama na njihovu konstrukciju i stabilnost okolnog tla. Zato je danas njihova Primena u gradskim područjima postala nezamjenjljiva kod izvođenja temelja, bilo kao zaštitne, a češće kao nosive konstrukcije kao i u sastavu objekta. Ugradnjom koševa armature u iskopani usjek - šlic, zagatu se povjerava i preuzimanje momenta savijanja. U posljednje vrijeme se umjesto izlijevanja betona na licu mjesta ugrađuju prethodno izliveni betonski ili armirano-betonski elementi u iskopani i suspenzijom osigurani uski iskop (Tomlinson i Boorman, 1995). 33.1.6. ANKERISANI ZAGATNI ZIDOVI Kod kontinualnih zagatnih zidova većih dubina i širokih građevinskih jama koriste se zatege (ankeri sidra), kojima se zagatni zid ankeriše u tlo u većoj dubini izvan ravni zida. Ovim sistemom dobije se ekonomičnije rješenje, koje obezbjeđuje lakše izvođenje radova, jer nema razupora unutar građevinske jame. U poglavlju 38. prezentirat će se detaljnije o ankerima, a ovdje se obrazlaže njihova Primena kod ankerisanih zagatnih zidova. Postoji više tipova ankera i načina njihovog korištenja za ankerovanje zagatnih zidova, kao što su npr. (sl.33.16.):

Sl.33.16. Razni tipovi ankerisanja zagatnih zidova - priboja: ankerna kontinualna ploča ili greda (a); anketna greda (3), preko sistema zategnutih (4) i pritisnutih (5) šipova (b); ankerni šip, ili а.пкегпа nekontinualna, ili konlinualna ploča (б) koja je u ravni terena (c); ankerisana konstrukcija obaloutvrde (d); kotveni dio izveden injekliranjem (7), a zatega (8) od čeličnih profila, okruglog čelika ili od snopa visokovrijednih čeličnih žica (e). 1) kontinualna, ili diskontinualna, betonska ili armirano - betonska ploča ili greda, ispod nivoa terena (sl.33.16.-a);

2) zatega ukotvljena u ankernu armirano - betonsku gredu, koja je povezana za šipove u zaleđu zida (sl.33.16.-b);

3) ankerni šip ili ankerna kontinualna ili diskontinualna ploča sa vrhom u ravni terena (sl.33.16.-c); 4) ankerna ploča sa zategom povezana sa armirano - betonskom obalnom konstrukcijom (sl.33.16.-d); 5) kotveni dio izveden injektiranjem zatege u vidu čeličnog nosača, čelične šipke ili snopa visokovrijednih tankih čeličnih žica (sl.33.16.-e). Zatege mogu biti obične (nenapregnute) i prednapregnute. Za privremene zagatne zidove obično se koristi jednostavnija izvedba ankerisanja pomoću čelične šipke mehanički zabijene sa cjevastom oblogom do potrebne dubine (sl.33.17.). Injektiranjem cementnom smjesom pod pritiskom i postepenim izvlačenjem obložne kolone formira se nosivi (kotveni) dio ankera.

322

Temeljenje

Temeljenje

323

Sl.33.17. Zabijena i injektirana zatega: zabijanje cijevi (a), uvlačenje zatege u cijev (b), injektiranje i izvlačenje obložne kolone (c), zatezanje zatege uz uzdužnu gredu kojom se podupire zagatni zid (d), gdje je: nosač NIP (1), oplata zagatne stijene (2), šiljak za zabijanje cijevi (3), čelična zatega (4), injekciona smjesa (5), ispunjavanje prostora smjesom (6), dužina injeklirane kolvene zone pod pritiskom (L U ), dužina zatege (L Z ).

Nakon očvršćenja injektirane cementne smjese vrši se pritezanje zavrtnjima, preko uzdužne grede, kojom se učvršćuje zagatni zid. Za ankere se koriste čelični 1 nosači (sl.33.18.-c), čelične šipke (sl.33.18.-b), a za savremeno građenje visokovrijedni čelični kablovi sa okolnom zaštitom (sl.33.18.-a,i33.19.).

322

Temeljenje

Temeljenje

323

XI Zagati i građevine od nasutih ________________________________________ materijala 33. Jednozidni zagati - priboji

Ovisno o vrsti zagata, glave ankera se oblikuju na različite načine, preko pojedinačnih ili kontinualnih čeličnih, betonskih ili armirano - betonskih oslonaca (sl.33.18.). U svim ovim slučajevima uvodi se jedna ili dvije (sl.33.18.) injekcione cijevi do dna bušotine a kroz njih se vrši injektiranje kotvene i zaštitne zone ankera. Nakon očvršćenja injekcione smjese vrši se utezanje presom na glavi ankera, preko ugrađenih oslonaca. Zatega prema skici 33.18.-c, bila je duga 12,0 m i nategnuta je tri dana nakon injektiranja silom od 570 kN.

© CD © Na slici 33.19. predočen je anker (zatega) tipa BBRV, predviđen za prednaprezanje, a u tabeli Sl.33.18. Glave različitih ankera: prednapregnuti čelični kablovi na 33.6. dati su neki njegovi uzdužnom čeličnom nosaču, koji povezuje čelični zid (a); osnovni podaci. Ovaj tip čelični anker na betonskoj glavi oslonjen na dijafragmu (b); I ankera često se kod nas nosač kao anker učvršćen na uzdužni nosač čeličnog zagata koristi u praksi, a sastoji se (c); gdje je: čelične žice (]), zaštita (2), čelični zid (3), od čeličnih žica učvršćenih zavarena stopa (4), podužni nosač (5), podložna ploča (6), u prstenastu glavu na zaštitna kapa (7), cijev za injektiranje (8), izlaz smjese (9), vanjskom i klinastu čahuru betonska stopa (10), čelični anker (11), dijafragma (12), I na unutrašnjem kraju. nosač (13). Kotveni dio, koji je ograničen brtvom, injektira se, dok je slobodni dio ankera zaštićen nepropusnim ovojem radi zaštite od korozije, a obično se i on zapuni cementnim malterom. Kada je cementni malter postigao potrebnu čvrstoću, demontira se vanjski dio cijevi, pričvrsti hidraulička presa, kojom se zatega nateže sve dok se glava dovoljno ne izvuče iz betonskog bloka. Tada na glavu navijemo maticu za fiksiranje i njome je pričvrstimo uz betonski blok. Savremena oprema za bušenje omogućuje danas izvođenje horizontalnih, vertikalnih ili nagetih bušotina

Ls . Dr 00

Montažne zatege za stijenu i tlo tipa BBRV Tabela (Nonveiller, 1981). Maksimalna sila(kN)3601 100233.6. 0002 450Promjer žica(mm)6-76-7 77-8 Promjer bušotine ,(mm)6686116131Potrebna duljina usidrenja za: (m)т=1000 (kN/m1)2,53,855,205,65. т= 500(kN/m')3,37,6510,4011,30Promjerglave(imn)87128168193Promjer matice za Sl.33.19. Bušena zatega tipa BBRV - G2 za ankerisanje zagatnog pritezanje ■-■(mm)105155205232 zida u tlu; ugrađena zatega sa injektiranim ukotvljenjem (a), završena zatega. (b), gdje je: injekciona cijev (1), betonska stopa (2), čelična podloga (3), matica (4), glava zatege (5), omot (6), spiralna armatura (7), brtva (8). u raznim vrstama tla i u stenskom masivu u koje se mogu ugraditi obični ili prednapregnuti ankeri i to na slijedeći način: a) izbuši se rupa odgovarajućeg promjera i dubine a ona se zaštiti od urušavanja obložnom kolonom po cijeloj dubini i napravi glava ankera od betona armiranog spiralnom armaturom; b) u bušotinu se ugradi zatega, koja može biti u vidu čelične šipke, za manje sile, ili od snopa visokovrijednih čeličnih žica, ako treba preuzeti veće sile (sl.33.18.-a i 33.19.); c) na kraju kotvenog dijela ugradi se brtva i kroz posebnu cijev vrši se njegovo injektiranje pod pritiskom uz postepeno izvlačenje obložne cijevi;

326

Temeljenje

Temeljenje

327


d) kada očvrsne cementni malter, vrši se utezanje presom postavljenom na betonski blok na glavi iznosio je 1,25 m i 0,75 m, sa maksimalnom dubinom od 20,0 m. Korištena je cementno - bentonitska smjesa (95%:5%) i kod zaštite optočnog tunela utrošak je iznosio 313 kg/m bušotine.

Sl.33.20. Podužni presjek u osovim pomoćne brane HE Jajce II sa geološkim podacima i bušotinama za injektiranje.

ankera, preko kojeg se prenosi sila na tlo, odnosno konstrukciju.

9 8 0

gr ani Poprečni presjek brane Aswan (Asium), sa injekcionom Sl.33.21. t zavjesom u 15 redova, gdje je; uzvodni glineni zastor (1), uzvodni zastor od riječnog taloga (2), jezgro od gline (3), injekciona zavjesa (4), nizvodni bunari (5), nasip od pijeska (6), kamen zamuljen pijeskom (7), nasip od kamena (8) (Nonveiller, 1981. i Adamovič, 1980). 33.1.7. INJEKCIONE ZA VJESE KAO ZAGATI Injekcione zavjese su vještački objekti izvedeni injektiranjem u cilju smanjenja vodopropusnosti tla do željene granice, kao i radi smanjenja sila uzgona i povećanja stabilnosti tla u bazi objekta, koje s njim treba da čini jednu cjelinu. One se sastoje iz niza bušotina raspoređenih u redovima i određenom rasporedu u koje se utiskuje injekciona smjesa pod pritiskom. Ovisno o vrsti tla, položaju zavjese, vrsti injekcione smjese, broju redova, nagibu bušotina i stabilnosti objekta, zavjese se mogu klasificirati na: > injekcione zavjese u stjenovitom i nevezanom tlu; > dubinske, vezane, lebdeće, bočne i obodne injekcione zavjese; > cementne, cementno - bentonitske, cementno - glinene, cementno -pješčane ili ove kombinacije sa raznim dodacima, kao i bitumenske, hemijske ili kombinovane injekcione zavjese; > jednoredne, dvoredne i višeredne injekcione zavjese, ili njihove kombinacije; У stalne, privremene, pomoćne i lokalne injekcione zavjese. Injekcione zavjese u nevezanom tlu (aluvijalne naslage šljunka i pijeska) obično se rade od cementa i gline, sa aktivnim dodacima radi poboljšanja njihovih osobina, kao i primjenom hemijskog injektiranja. Dubinske injekcione zavjese su one zavjese koje su locirane u koritu vodnog toka, u podlozi objekta, ili u granicama doline ili korita rijeke. 326

Temeljenje

Temeljenje

327


Vezane dubinske injekcione zavjese usijecaju se svojim krajevima u vodonepropusnu zonu i na taj način se sa njom vežu. Lebdeće dubinske injekcione zavjese se ne vezuju sa vodonepropusnim slojevima, na kojima leži objekat, ako ih nema ili se nalaze na većoj dubini, pa nije racionalno vezati zavjesu za njih. Bočne injekcione zavjese lociraju se u bokovima objekata, odnosno na padinama doline i u području dubinske zavjese sa jedne ili obje strane u obalama. Obodne injekcione zavjese lociraju se po obodu akumulacionog prostora, na propusnim mjestima, u cilju sprečavanja oticanja vode iz akumulacije. Bušotine u zavjesi zavisno od nagiba mogu biti vertikalne ili kose. Kod nas je obavljeno više injekcionih radova u aluvijumu, a one su urađene uglavnom kao pomoćne, ali kao glavne vodozaptivne injekcione zavjese. Jedna od prvih injekcionih zavjesa izvedena je ispod pomoćne brane za Hidroelektranu Jajce (sl.33.20.), u aluvijalnom nanosu dubine do 30,0 m. Dijelovi zagata optočnog tunela i pomoćnih brana na Hidroelektrani Salakovac injektirani su u površini od 2300 m2 cementno - bentonitskim suspenzijama, sa bušotinama u jednom redu, u cilju zaptivanja aluvijalnog i terasnog materijala radi izgradnje objekata Hidroelektrane. Razmak bušotina Osnovni podaci nekih većih izvedenih zavjesa u aluviju (Adamovič, 1980). Tabela 33.7.

U svijetu je izvedeno više injekcionih zavjesa u aluviju (tabela 33.7.), a jedna od najvećih je ona ispod brane Aswan (Asuan, Egipat), koja leži na 170 m debelim riječnim propusnim naslagama šljunka i pijeska (sl.33.21.). Injekciona zavjesa dužine 560 m izvedena je od 15 redova, ukupne debljine ispod jezgra 40,0 m, čija se debljina smanjivala u pojedinim slojevima aluvija. Razmak između bušotina iznosio je 2,5 i 5,0 m. Injektiranje je izvedeno pomoću sistema cijevi sa manžetnama, koje su prije bile izvedene na branama Serre Poncon (Francuska), Mishon (Kanada), Svlvenstein (Njemačka) i dr. Ovisno o propusnosti tla upotrebljavane su: glineno -cementne, glineno - silikatne, bentonitno - silikatne i alumino - silikatne suspenzije.

326

Temeljenje

Temeljenje

327


33.2. DIMENZIONISANJE JEDNOZIDNIH ZAGATA Proračun jednozidnog zagata ovisan je o njegovom statičkom sistemu, mogućnostima i načinu deformacije zagata, kako je to obrazloženo i kod aktivnog pritiska tla (poglavlje V), te o nivou podzemne vode, vrsti tla i njegovim osobinama. U narednim izlaganjima obrazložit će se proračun konzolnih i ankerisanih, odnosno razupretih zagata, grafoanalitičkom i analitičkom metodom. 33.2.1. OPTEREĆENJE ZIDOVA ZAGATA Na zagatni zid djeluju Uopšteno slijedeće sile koje treba pojedinačno uzeti u analizu opterećenja:

®

®

©

SI.33.22. Zagat zabijen u pijesak: šema zona opterećenja konzolnog zagata (a), stvarna (b) i pojednostavljena (c) šema opterećenja gdje je: aktivni pritisak (1), (2) i (5), pasivni otpor tla (3) i (4), a linija iskopa (6). 1) 2) 3) 4) 5) 6) 7)

aktivni pritisak tla iza zagatnog zida; hidrostatski pritisak i uzgon vode u tlu iza zida; hidrostatski pritisak vode ispred zida zagata; uticaj hidrodinamičkih sila; pasivni otpor tla (pasivni pritisak) ispred i iza zida zagata; pritisak zbog vanjskog opterećenja; opterećenja od drugih vanjskih sila koje djeluju direktno na zagatni zid.

Uzima se da je zagatni zid slobodan ili ukliješten u tlo, što ovisi o vrsti materijala i konstrukciji zagata. U ovome posljednjem slučaju pretpostavlja se okretanje približno oko tačke O u ukopanom dijelu zagata (sl.33.22.). Iz prikazanih zona vidljivo je područje delovanja aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla, kao i šematska raspodjela stvarnog i pojednostavljenog opterećenja (sl.33.22.-b i c), pretpostavljajući isti nivo podzemne vode iza i ispred zagatnog zida. Kod slobodnog ukopanog zagata rotacija se slobodno obavlja oko njegove baze (sl.33.23.-a). Analizom metode elastičnosti (Terzaghi, 1943) dobiju se slijedeće vrijednosti udaljenosti tačke rotacije (O ) ovisno o vrijednosti ugla smicanja {(p ) i slobodnoj visini (H) (tabela 33.8.): Odstojanje tačke rotacije (Oj Tabela 33.8.

Ugao smicanja (p

j

20°

.

30"

35°

0,15- H

0,08 •#

0.035

V.

. Udaljenost tačke rotacije (_>-д) 0,25 -H

®

25"

®

©

Temeljenje Sl.33.23. Šema opterećenja, deformacije (d) i površine sloma (s) zagatnog zida: pomjeranje u vrhu (a), pomjeranje u dnu (b), deformacije u sredini (c) i pomjeranja za čvrsto razuprt

326

Temeljenje

327


Međutim, veličina i raspodjela aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla ovisi o mogućnosti i načinu deformacije zagatne stijene po visini, što je dijelom obrazloženo u poglavlju 18. Ustanovljeno je da se razlika između linearne i stvarne raspodjele pritiska po visini mijenja ovisno o načinu deformacije više nego njegova veličina za razne pomake i deformacije zagatnog zida. Ovi pomaci i deformacije zagata mogu se rekapitulirati na slijedeće slučajeve: a) pomjeranje zida u vrhu dok je u dnu ukliješten (sl.33.23.-a); a) pomjeranje zida pri dnu, a kruta veza u vrhu preko ankera (si.33.23.-b); b) pomjeranja između krutih oslonaca u vrhu i dnu zagata (sl.33.23.-c); b) čvrsto razuprt zagat (R) sa mogućnošću deformacije zagata pri dnu (sl.33.23.-d). Pored tipičnih slučajeva raspodjele opterećenja nastalih zbog aktivnog pritiska (P A ) i pasivnog otpora (p p ), prikazanih na slici 33.23., date su na slici 33.24. raspodjele opterećenja i za slučajeve okretanja zida zagata oko pretpostavljene tačke "ć>" u tlu. Za slučaj krutog zida i elastične zatege, koja popušta, linija sloma tla (s) odgovara Coulombovim (Kulonovim) pretpostavkama sloma tla (sl.33.23.-a i 33.24.-a). Intenzitet aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla raste linearno sa dubinom tla i ima oblik trougla. Zbog deformacije zagata ispod tačke okretanja pojavljuje se sa desne strane zida, također, zona pasivnog otpora tla (sl.33.23.-b i c, te 33.24.-a - Pp2), a sa lijeve dio aktivnog pritiska (PA2). Za slučaj pomjeranja zida zagata samo u donjem kraju i u području iznad čvrste zatege (sl.33.23.-b) raspodjela pritiska i otpora tla nije linearna, već zakrivljena linija. Raspodjela pritiska približava se onoj za pasivni otpor, a ispod nje onoj za aktivni pritisak. Kod savitljivog zida zagata rezultanta aktivnog pritiska viša je nego za linearnu raspodjelu, a to zahtijeva veću silu u zatezi (sl.33.24.-b) (Nonveiller, 1981). Iz ovoga rekapitularnog prikaza opterećenja, deformacija i linija sloma vidljivo je da Coulombova

Sl.33.24. Šematski prikaz opterećenja, deformacije i linije sloma (s) iz zida zagata: okretanje oko donjeg kraja (a), savitljiv zid zagata (priboja) između vrha i dna zagata (b). teorija raspodjele približno odgovara opterećenju zagatnih zidova. Zbog popuštanja zatege (Z), savitljivosti zida i popuštanja donjeg ukrućenja nastaje raspodjela opterećenja koja nije linearna. Ipak se usvaja linearna raspodjela, ali se zbog ove aproksimacije koriste razne metode dimenzioniranja, uz korištenje korekturnih iskustvenih koeficijenata kojima se množe sile u zategama i momenti savijanja. Sl.33.25. Aktivni i pasivni pritisak: nepotopljeno tlo (a) i potopljeno tlo (b);

P a =P
= pv + pq + pc =d-Y-K p+q-K p + lc^K p ; K p=tg2(45° + (pjl) Pp

Temeljenje Sl.33.26. Primjeri opterećenja jednozidnog zagata aktivnim i pasivnim pritiskom u dvoslojnom tlu: sa vodom u istim nivoima ispred i iza zagata. i (p2 <(p{ (a), bez

326

Temeljenje

327

2

1


Kada se iza zagata nalazi podzemna voda, onda se aktivnom pritisku (PA) dodaje hidrostatski pritisak vode ( P w ) . Tlo ispod nivoa podzemne vode je potopljeno, te se umjesto jedinične težine у uzima у'. Ako se podzemna voda nalazi i sa prednje strane zagata, onda se hidrostatski pritisak umanjuje za odgovarajuću visinu ( h ), sa prednje strane (si.33.25.-b). U praksi se obično uzima da je ugao trenja između tla i zida zagata б - (l/3 2/3)cp . Kod uslojenog tla dijagram opterećenja ima skok prema vanjskoj strani ako je ugao smicanja donjeg sloja manji od gornjeg (q>2 < /2)-tg2(45° -ip'/l} (33.1.)

Sl.33.27. Aktivni pritisak (PA) i pasivni otpor tla (p p ) na zagat: linijsko smanjenje otpora tla plitko ukopanog zagata (a), linijsko smanjenje otpora tla sa rotacijom oko tačke "O" (b), krivolinijsko smanjenje pasivnog otpora tla za duboko ukopani zagat (c). Kako je potrebno da postoji koeficijenat sigurnosti (F s ) U veličini ukupnog pasivnog otpora tla { P P ' ), i on se smanjuje na veličinu koja ovisi o uslovima ravnoteže, dubini zagata ispod dna građevinske jame i mogućoj deformaciji - pomjeranju zida zagata. Kada je dubina zagata veća, pa nisu moguća pomjeranja donjeg kraja zida zagata ka unutarnjoj strani, vrši se pravolinijsko (sl.33.27.-b) ili krivolinijsko (sl.33.27.-c) smanjenje pasivnog otpora tla. Kod pravolinijskog smanjenja uzima se da linija smanjenja odgovara liniji povećanja otpora tla (sl.32.27.-b). Kod krivolinijske raspodjele opterećenja uzima se pretpostavka rotacije krutog zida oko jedne ose na dubini ispod dna građevinske jame (sl.32.27.-c). Linija pasivnog otpora tla uzima se obično u obliku parabole. Uticaj podzemne vode i njezine denivelacije treba uzeti u analizi opterećenja zagata, uključujući hiđrostatičke i hidrodinamičke sile. Ako razlika u nivoima vode nije velika, računa se sa uronjenom težinom materijala (/') ispod nivoa podzemne vode i doda se razlika hidrostatičkog pritiska (AH) između nivoa vode ispred i iza zagatnog zida (sl.33.28.-a).

326

Temeljenje

Temeljenje

327


Sl.33.28. Opterećenje zagata vodom: hidrostatski natpritisak (a), uticaj hidrostatskog opterećenja (b), gdje je: hidrostatski pritisak (1), hidrodinamički natpritisak (2), ekvipotencijalne linije (3), strujne linije (4).

{r'n «Y"U; Y ~ = У 'Ч u

-Уи,;

К = У 'Ч -rj (Nonveiller, 1981).

Kada su razlike u nivoima vode velike, kao npr. one koje nastaju pumpanjem vode iz štićene građevinske jame, onda nastaje procjeđivanje vode sa višeg ka nižem hidrostatskom pritisku, što izaziva hidrodinamičke sile. Ove sile skreću gravitacionu komponentu iz vertikalnog u kosi položaj, što je objašnjeno u poglavlju IV. Na slici 33.28.-b prikazanje rezultirajući pritisak vode i tla na zagat, kao i uticaj filtracionog pritiska na promjenu veličine aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla. Vidljivo je da hidrodinamičke sile smanjuju napone nastale zbog hidrostatskog pritiska, povećavaju napone uzrokovane aktivnim pritiskom, a smanjuju napone izazvane pasivnim otporom tla. Sa ovim uticaj ima hidrodinamičkih sila treba računati, jer bi se mogla potcijeniti dubina zagata, a momenti ne bi odgovarali stvarnosti. Ovo ponekad može imati i tragične posljedice kod izgradnje temelja objekata (Nonveiller, 1981). 33.2.2. KONZOLNI SLOBODNOSTOJECI ZAGATNI ZID Stabilnost konzolnog zagatnog zida ovisi o njegovoj dubini zabijanja (D) u tlo ispod temelja građevinske jame koja je potrebna da sigurno preuzme aktivni pritisak tla i druga opterećenja. Upotreba zagata konzolnog tipa ograničena je na male visine (H), zbog velikog momenta savijanja, koji raste trećim stepenom sa dubinom. Vodoravno pomjeranje vrha zagata i njegova deformacija su relativno veliki, jer je potrebno da se aktivira veći dio pasivnog otpora tla ispred zabijenog dijela zagata. Uopšteno kod dimenzioniranja konzolnih zagata treba odrediti: 1) dubinu zabijanja (D) zida zagata kojom se za određene osobine tla osigurava dovoljno bezbjedno vodoravno pomjeranje vrha zagata i sprečava izvlačenje ukopanog dijela zagata; 2) momente savijanja zidova zagata potrebne za Dimenzionisanje poprečnog presjeka zidova zagata; 3) stabilnost zbog filtracije vode i proračun količine protekle vode u građevinsku jamu; 4) veličinu, broj i položaj ankera i 5) sile u ankerima (zategama) kod ankerisanih zagata. Proračun se provodi grafoanalitički i analitički. Krivolinijska raspodjela pritisaka zamjenjuje se obično pravolinijskom raspodelom. 33.2.2.1. Grafoanalitička metoda proračuna Najjednostavniji način za Dimenzionisanje jednozidnih zagata smatra se da je grafoanalitička metoda, koja se pripisuje Blumu (1930/31). Tehnika proračuna sastoji se u slijedećem (si.33.29.): a) proračuna se i nacrta dijagram aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla (kao i ostalih djelujućih sila) za pretpostavljenu dubinu ukopavanja; b) dijagram sila podijeli se u određen broj horizontalnih lamela (1, 2, 3, ...) i proračuna sila za svaku traku koja djeluje u težištu elementa;

326

Temeljenje

Temeljenje

327


XI Zagati i građevine od nasutih materijala_______________________________________________________________________________

a) nacrta se dijagram sila u određenoj razmjeri; b) izabere se pol (0) i povlače paralelno polne linije (0,1, 2, 3, ...) u poligonu sila, čime se dobije dijagram momenata.

c) produženjem zaključnih linija (s) dobije se tačka (R) koja određuje dubinu (D ) ukopavanja zagata

koja se u praksi povećava za 20%, tj.: D = D 0 +AD = 1,20£>0. (33.2.) Moment savijanja u bilo kojoj tački dobije se direktnim čitanjem dužine u dijagramu momenata množeći sa х • у ■ z , gdje je х - vertikalna razmjera lamela zagata; у - razmjera sila i z, razmak pola (0). Maksimalni moment bit će: M N A X =г?-у,шх . (33.3.)

33.29. Grafoanalitički način proračuna neankerisanog zagata: šema opterećenja (a i b) momentni dijagram (c), poligon sila (d). Vrijednost AD dobije se iz obrasca:

2y{D 0 K n - H,K 33.2.2.2. Analitički metodproračuna

A

y

Pretpostavimo konzolni zagatni zid zabijen u pješčanom materijalu nepoznate dubine D (si.33.30.). Već poznatim metodama proračuna se raspodjela aktivnog pritiska na stražnju, i pasivnog otpora tla na prednju plohu zida (sl.33.30.a). Na zabijeni dio stijene zagata djeluje razlika aktivnog i pasivnog otpora tla, s tim daje na dubini Z), fezultirajući pritisak jednak nuli. .

338

Temeljenje

Temeljenje


XI Zagati i građevine od nasutih materijala_______________________________________________________________________________

Sl.33.30. Konzolni jednozidni zagat zabijen u pijesak: dijagram pritiska (a), momentni dijagram (b).

Postubak dobivanja dijagrama pritiska tla na konzolni zagat zabijenom u pijesak je slijedeći: Proračun aktivnog pritiska, na dubinama Hî H 2 : 1 (33.5.) l p A =y- H l -K A =Y-H l - tg (A5" ~( P l 2\ ' -H 2 )• K A = (у ■ Д, + Y ' -H 2 )■ tg2 (45° (33.6.) Za slučaj 2 p A = (у ■ Н у + istog nivoa podzemne vode, kao što je dato na slici 33.30., izostaje hidrostatski pritisak vode na zid. Uopšteno se aktivni pritisak na dubini z može definisati u obliku:

r

338

ф\

Temeljenje

Temeljenje


XI Zagati i građevine od nasutih materijala____________________________

(33.7.) Pasivni otpor tla na dubini z bit će: 2 (33.8.) te se kombinacijom ove posljednje dvije z P p = f { z - H ) K p =yi z- Hi g (45°+
= p -r

зРр

- Р 2 -2Р А зРг +t Pp

(33.9.)

(33.17.)

Kombinovanjem jednadžbi 33.11., 33.13., 33.16. i 33.17., dobije se opšti oblik jednadžbe četvrtog stepena za udaljenost D2 u obliku: (33.18.) D2 + A ■ Dl - B ■ Dl - CD7 - D0 = 0, gdje je: % г' (Кр - к

А

у

dnu:

326

Temeljenje

Temeljenje

341



(33.10.) na Iz ove jednadžbe proizlazi nagib prave

327

_

R

у ,

Temeljenje

te je pritisak

Temeljenje

341



A= C-

328

Temeljenje

Temeljenje

341



Ps Y ' (K p-K Y 6P A [2z r yi K P -K A )+p 5 ] ^ A

г'2{кР-кА)

329

2

Temeljenje

Temeljenje

341



Г2(кР-кА)2 "

330

Temeljenje

Temeljenje

341



(33.19.) (33.11.) 3 p P =D 2 - {K P -K y . Na dnu zagata [z = (н + £>)] pasivni pritisak, p p , djeluje sa desne prema lijevoj, a aktivni p A , sa lijeve prema desnoj strani zagata, te je: p P ={yH l + f -H 2 + f D)K P ,} A

P A ~ y''D ■ K A . J Neto pritisak pri dnu bit će: Pp - P A = A P P = (К • # I + Y '-H 2 )K P +Y ' D ( K P ~ K A = p

(33.12.)

5

+Y

' D 2 (K P -K

A

l

(33.13.)

gdje je: p 5 =( Y - H

1

+ f

- H 2 )K

P

+ r D 1

(K P - K A ) Za stabilnost zida u osnovi se primjenjuju statički uslovi

ravnoteže: ]Г#=0 na jedinicu dužine zida. Sz ovog proizlazi:

52

W -0

i

£МН =0.

Р А - Ј),+ 5 Р Г =0. i l i :

(33.14.)

(33.15.)

1 +- D 3 ( 3 p P + 4 p p )=0, gdje je PA - površina dijagrama ACDE. P

A

2 РА (^ О

2

у

(± О

2

.

зРр

1

~j3PpD2

>н=0 (33.16.)

^њ :

gdje je D3 iz jednadžbe 33.15.: Dobivena teoretska dubina zabijanja D = D t +D 2 povećava se za oko 20 -30 % (Braja, 1995), odnosno 20 - 40% (Nonveiller, 1981), čime se dobije faktor sigurnosti između F,=l,5i2,0. Alternativno se može uzeti da se koeficijent pasivnog otpora tla podijeli sa faktorom sigurnosti, tj.:

Fs (1,5-2,0)

(33.20.) K P (projekt.)

Maksimalni moment (Mwx) na dužini metar zida bit će između tačaka E i F' (F"), a dobije se na mjestu gdje je smičuća sila (S) jednaka nuli. Za novu osu Z2 (od tačke E), (si.33.30.-a) smičuća silaje: PA =\ Y ' Z Z 2 (K P - K A ),

P A -^ Y ' z l {K P - K A )^

ili (33.21.) 2РЛ z = ( K P - K A )- Y \ Odavde će izraz za maksimalni moment (Mmx) (sl.33.ЗО.-b) biti: Г- к' 2

yz

2

2

{K P ~K A )

(33.22.)

Potreban presjek zagatnog zida (s) na dužini metar bit će: (33.23.) dop

331

Temeljenje

Temeljenje

341



gdje je: аЛор

332

- dopušteni napon savijanja za određeni materijal zagatnog zida.

Temeljenje

Temeljenje

341


XI Zagati i građevine od nasutih materijala_______________________________

Ovaj analitički proračun zagatnog zida dat je za određenu vrstu opterećenja. Ukoliko postoji hidrostatički pritisak i uzgon, njih treba uvesti u proračun. Ako je tlo koherentno, potrebno je uzeti aktivni i pasivni pritisak po već poznatim metodama i provesti proračun na slično opisan način (Nonveiller, 1981).

33.2.3. KONZOLNI ZAGATNI ZID SA DELOVANJEM HORIZONTALNE SILE Grafoanalitički i analitički način proračuna analogan je prethodnom slučaju sa opterećenjem aktivnim i pasivnim pritiskom.

za

dubinu

odstojanje

ukopavanja

(D),

maksimalni

z2, mogu se napisati u obliku (Braja, 1995):

8PL4 D D -

moment

2P

savijanja

(М^)

i

njegovo

_____ (33.24.)

=0 D{к Р -к А )-у\ (33.25.) (33.26.) (33.27.)

(K P -K A )-Y,

V2P

-H

(К Р -К А )Р 2 D metoda 2Р 2D(K P 33.2.3.1. Grafoanalitička , p(H + K proračuna м= z2Ah)yY - г\{К Р -К А ) 6'

2P

'xz2 =Џ Р -К А )у_

SI.33.31. Grafoanalitički proračun slobodno stojećeg elastičnog zagata pri djelovanju horizontalne sile (P): šema opterećenja (a), dijagram momenata (b), dijagram sila (c). P3 = r D -).

33.2.3.2. Analitička metoda proračuna Za konzolni zagat zabijen u nekoherentno tlo analitički proračun, prema slici 33.32., provodi se analogno proračunu datom u tački 33.2.2.2. Konačni izrazi 33.2.4. KONZOLNI ZAGATNI ZID ZABIJEN U SLOJ GLINE

342

Temeljenje

Temeljenje

333


XI Zagati i građevine od nasutih materijala_______________________________

((p =

Konzolni jednozidni zagat koji je ukotvljen u glinoviti sloj sa nedreniranom kohezijom c ima dijagram pritiska drugačijeg oblika od slučaja opisanih u tačkama 33.2.2. i 33.2.3. (si.33.33.). Na bilo kojoj dubini ispod visine i ispod tačke rotacije aktivni pritisak A sa desne prema lijevoj strani može se definisati kako slijedi:

Q),

342

z

H

(G)

Temeljenje

Temeljenje

(p )

334


r


,PA=\Y- H L +Y ' H 2 + Y I Z - H)] K A -2cj K A ~. • (33.28.) Slično je i za pasivni pritisak ( L p P ) sa lijeve na desnu stranu i on

se može izraziti kao:

(33.29. ) L P P =Y ' ( Z - H)K P + 2CJKP~, te je neto pritisak: РЗ=l Pp- d Pa = \У' {z ~ H) + 2c)

- li«, +

У'

jer je K A i K P =1, za (p = 0°. Na dnu zagata pasivni otpor tla zdesna nalijevo je: D p P =(y - H 1 +Y ' Hi + Y ' -D)+2c, a aktivni pritisak slijeva nadesno je: L P A =Y ' D - 2 C , te je neto pritisak: =4c + (yHi +Y ' H 2 ). Iz uslova da je =0 dobije se, preko površina (odnosno sila PA i P p ), izraz:

(33.31.) (33.32.) (33.33.)

P *=DP p- LPA

i

PA —%Pp +гРр — 0,

(33.30.

H2 + R' (z - H)] + 2c, p,=4c -(YH,+Y ' H 2 ),

dijagrama

pritisaka

odnosno:

,Р А - Џс- {уН х +Y ' H 2 )] p + ^D 2 [4c- (y H l +Y ' H 2 )+ (33.34.) + 4C + ( Y H 1 +y^2)] = 0, gdje je X P A površina dijagrama pritiska ABCD, dok dragi izraz predstavlja površinu pritiska BEIJ, a treći površinu HFJ (sl.33.33.). Iz prethodnog izraza dobije se udaljenost: n [4с (33.35.)

_ Д -(уД, +у'#2)јУл

U

2-------------—

"

•

4c Uzimajući ^/Vf, = 0 , dobije se: Maksimalni moment savijanja bit će između H < Z
(33.38.)

Рз Maksimalni moment može se dobiti iz poznatog izraza: M n s a x = l P A (z l +z 2 )- ^- . (33.39.)

^2

M

335 SL33.33.

Konzolni zagat zabijenTemeljenje u sloj gline.

1p a

p3' P (Z .Z ) max= 1 2 2 1 A z

Temeljenje

345



NPV i i РЛ (D + z,)- [4c - (УН1 + Y ' H 2

)]— +1 2

336

D28c

2

Temeljenje

Temeljenje

345



= 0.

2. -

337

Temeljenje

Temeljenje

345



(33.36.) Kombinacijom jednadžbi 33.35. i 33.36. dobije se jednadžba u obliku:

D 2[4c-( Y H L + Y 'H 2 )] -2D - I P A

_ iM £Eil ___i2

(33.37.) se

= (yHi 1995).

+у

'Д2)+2с

Iz ove jednadžbe dobije se veličina ukopavanja zagata (£)), koja povećava za oko 40 - 60% (Braja,

33.2.5. NEKI SPECIFIČNI SLUČAJEVI OPTEREĆENJA Na slici 33.34. dali su neki slučajevi opterećenja jednozidnih zagata ukopanih u koherentni materijal. Analitički proračun može se provesti kao u prethodnim slučajevima i iznaći dubina ukopavanja (D ), mjesto i veličina maksimalnog momenta na savijanje radi proračuna presjeka zagata.. Za navedene slučajeve daju se konačni izrazi, za slučajeve а, b i c (sl.33.34.):

338

Temeljenje

Temeljenje

345

XI Zagati i građevine od nasutih materijala 1) Teoretska zabijanja (£>):


AcD-.P 4c

dubina

SI.33.34. Komotne zagatne stijene: ukopane u glineni sloj i opterećene tlom (a), horizontalnom silom (h), (Braja, 1995) i u Uopšteno koherentnom tlu (c), sa momentom savijanja (d), (Nonveiller, 1981). b)

346

Temeljenje

Temeljenje

339

XI Zagati i građevine od nasutih materijala 4D>c- 2PD- P ( P

346

+

1 Zc H

L0,


2c

Temeljenje

Temeljenje

340



(33.42.)

346

Temeljenje

Temeljenje

341


XI Zagati i građevine od nasutih materijala D2 =

(33.43.) (33.44.)

DA-rAD'3+BD,2-CD'-E = 0, c) A=

K'= К Р — K

a

Рн+ А Y-K' C=

- (2a- H- Y-K ' +p H + A ), a - H - h + A.

E= 6P A - a-H- p H + A +4P A l (Y-Kf 2) Maksimalni moment savijanja zagatnog zida: 2

(33.45.)

Z2:

p2

4с- уН (33.46.)

:P(H )- ^ M b)„ + Z 2 (33.47.) (33.48.) (33.49.) (33.50.) z2 4c c) M m = p A ( a . H + x ) - Y ~ K ^

2у-К'

33.2.6. ANKERISANI ZAGATNI ZIDOVI Kada je dubina građevinske jame velika, bila bi konzola zagatne stijene previše skupa zbog velike dubine zabijanja u tlo i velikog momenta savijanja. Zato se zagatne stijene veće visine rade sa jednom ili više zatega ukotvljenih u tlo izvan zone delovanja aktivnog pritiska. Ovakve zagate nazivamo ankerisani (sidreni ) zagati. Cijena njihovog izvođenja je niža od neankerisanih zagata zbog manje dubine zabijanja (D), reduciranog poprečnog presjeka (s) manje težine (W) i lakšeg zabijanja. Ankerisane stijene mogu se ponašati dvojake (i ) slobodno oslonjeni i (i i ) ukliješteni u tlo, u donjem dijelu zagata. Ako je dubina zabijanja mala, uzima se

346

Temeljenje

Temeljenje

342

XI Zagati i građevine od nasutih materijala _______________________________________


da je zid zagata slobodno oslonjen (sl.33.35.-a), a kod većih dubina zabijanja njegov donji kraj je praktički ukliješten (sl.33.35.-b).

®

®

( A D ). Prema ruskim normama dati su ovi popravni koeficijenti (H £') u zavisnosti od ugla smicanja ( t p ) u tabeli

Redukcionikoeficijentikik' Tabela (Dolarević, 1987). ¥'....15.H"-:f ? 33.9. 25fe;:;40k1,251,501,752,002,002,00K0,750,640,550,470,410,35

AD =

Sl.33.35. Prirodna promjena deformacija (d) i momenata (M), kod slobodno zabijenog (a) i ukliještenog zagatnog zida (b). 33.9. Veličina dodatnog produbljenja ( A D ) bit će, uz popravni koeficijent (£'): (33.51.)

'(н + оЏ'-к Р -к А У

2у2

a maksimalni računski moment: (33.52.) Zbog deformabilnosti zagata i ovaj računski moment treba redukovati, što će se objasniti na kraju ove tačke.

Sl.33.36. Grafoanalitička metoda proračuna zagatne stijene: dijagram opterećenja (a), verižni poligon (b), poligon sila (c). 33.2.6.1. Grafoanalitička metoda proračuna

348

Temeljenje

Temeljenje

343

XI Zagati i građevine od nasutih materijala _______________________________________


Na slici 33.36. data je grafoanalitička metoda proračuna ankerisanog zagata zabijenog u tlo na dubinu D . Zaključna linija s h povučena tako da tangira donji dio verižnog poligona u tački R, određuje dubinu (D,) slobodnostojećeg zagata. Na dijagramu sila ova zaključna linija ( Q R ) odsijeca silu u zatezi Z_. Ova sila u zatezi se u praksi povećava za oko 10%. Za određivanje dubine zabijanja ukliještenog zagata povuče se zaključna linija Q P ( s 2 ), tako da veličina _y_ bude 1,10 - 1,20 dužine y 2 (sl.33.36.). Horizontalna projekcija tačke P određuje dubinu zagata ( D ). Ova veličina povećava se do 15%, radi deformabilnosti zagatnog zida. Linija povučena paralelno sa zaključnom linijom Q P ( s 2 ) odsijeca u poligonu sila u zatezi Z 2 , za ukliješten zagat. Kod proračuna aktivnog pritiska (p A ) uzima se daje ugao trenja između zida i tla jednak nuli. Međutim, kod pasivnog otpora tla sa uglom trenja ( p > 25", pretpostavlja se da je koeficijent pasivnog otpora П а р dobiven po Rankineovoj teoriji, znatno veći. Zbog ovoga neki autori uvode korekcioni faktor k, kojim se množi vrijednost K p , kao i k ' za korekcioni proračun dodatne dubine

(к ),

348

Temeljenje

Temeljenje

344



33.2.6.2. Analitički proračun slobodnostojećeg ankerisanog zagata Na slici 33.37.-a dat je primjer ankerisanog slobodnostojećeg zida zagata na odstojanju f \ od površine terena, stoje zabijen u pješčano - nekoherentno tlo, a na slici 33.37.-b u koherentno tlo. Dijagrami raspodjele pritisaka iznad linije ukopavanja slični su dijagramima prije predočenim na slikama 33.30. i 33.34.-c. Za slučaj ankerisanog zagata zabijenog u pješčano tlo (sl.33.37.-a) veličina pritiska iznad linije ukopavanja dobije se na prije opisan način, tj.: z = H v iPA = y- H l K A ; iza z = H , 2PA = ( у ■ H y + у ' - Н 2 ) К А . Za z = H + Dx neto aktivni pritisak jednak je nuli. Veličina Д bit će kao i prije (jedn.33.10.): (33.55.) P A - ~ 3 p P - D 2 -Z =0 ili (33.56.) zip -i{y' K 'D^ A

gdje je PA- sila aktivnog pritiska na m1 zida, odnosno površina dijagrama pritiska ACDE. Iz _)М0. =0 proizlazi jednadžba u obliku: ^fK ' D^h,

+

H2

+

D1

у

+~D 2

odakle je dubina Dj._________

PA(h2

+

H2

+

D l - z 1 )=0

(33.57.) 2

y'-K'

©

К=г(

SI. 33.37. Šema opterećenja slobodnostojećeg ankerisanog zida zagata: u nekoherentnom (a) i koherentnom (b) tlu, sa momentom savijanja (c) (Braja, 1995, Nonveiller, 1981).

350

Temeljenje

Temeljenje

345



Iz jednadžbe trećeg stepena izračuna se dubina D2, a ukupna teoretska dubina bit će: Dleor =D l +D 2 , & stvarna za 30% Ds(=(l,3-l,4)D,cor. (33.58.)

40%

veća:

Koeficijent sigurnosti može biti primijenjen u početku na KP kako je to i prije opisano. U ovome slučaju nije potrebno povećavati teoretsku dubinu. Teoretski maksimalni moment bit će na dubini između, Z = H ] i Z = H (sl.33.37.-b) i to na mjestu gdje je smičuća sila S = 0, tj.:

I

IPA

■

#, - Z+

IPA

K f {z - H, )2 = 0, A

(33.59.)

odakle je udaljenost maksimalnog momenta: z z : Z + Q,5H,{K A y' ~ { p A ) i P A +0,5K A y

350

Temeljenje

Temeljenje

346



(33.60.)

- = ^Г,

2 PA K' =(K P -K A ),

= ——, Л =1лР - Л Д / , f {K P - K A ) ук< Pri z = H + D neto pasivni otpor bit će: , (33.54.) 3 p P =YiK p- K A )D 2 =Y ' K D 2 . ■ i - —^------------------г

(33.53.)

Iz uslova ravnoteže _£# i _>i0 = 0 dobit će se sila (Z) u zatezi, te je iz

E#=0:

рА-г-рР=о,ш

Iznalaženjem udaljenosti maksimalnog momenta (z) lahko je naći maksimalni moment ( M M I A ). Na slici 33.37.-b i c šematski je prikazana raspodjela opterećenja i moment savijanja za slobodnostojeći ankerisani zagat zabijen u koherentni materijal. Aktivni pritisak iza zagata i pasivni otpor tla ispred zagata računaju se po već poznatim metodama. Dubina A, u kojoj se aktivni pritisak iza zagata izjednačuje sa pasivnim otporom tla ispred zagata računa se prema jednadžbi: PAH + A ■ Г- К А = 2сЈк~ + Г- А ■ K P , što daje: А

350

Temeljenje

Temeljenje

347

XI Zagati i građevine od nasutih materijala _____.___________________________________ 33. Jednozidni zagati - priboji

A = PAH

ž0 .K (К'=КГ-КЛ) (33.61.) Uz slobodni donji dio zagatnog zida dobit će se, prema oznakama na slici 33.37.-b, iz ravnoteže momenata ^Мг = 0 , dubina zabijanja (£>): Y

2

PP = - D , 2 - y ' - K \ ' 2

(33.62.)

Za c = 0: te iz uslova ravnoteže proizlazi: infleksione tačke (Д). Na osnovu ravnoteže sila H =0, u gornjem dijelu grede između tačaka A i /, izračuna se reakcija RT. Zatim se grafički ili analitički proračuna, za taj gornji dio, linija momenata i maksimalni moment ( М Т А Х ) mjerodavan za Dimenzionisanje zagata. Na bazi dobivene veličine reakcije RT i sa proračunatim opterećenjem donjeg dijela dobit će se, iz ravnoteže horizontalnih sila i ravnoteže momenata donjeg dijela oko tačke I, nepoznata reakcija RH i dubina D2 + D 3 . Ova dubina povećava se za 20%, ili se koeficijent sigurnosti (F S - 2,0) unosi tako da se smanji koeficijent pasivnog otpora tla (K P / F S ). У ■ PA

~I

D'1 ■ Г ' - К

'(нг

+ A

= 0,

(33.63.)

SI. 33.38. Ukliješten zid zagata u pijesku: šema opterećenja (a), dijagram momenata (b), definisanje dubine D3 (c), ovisnost ugla smicanja (p i odnosa D l jH (Braja, 1995). na osnovu čega se dobiva kubna jednadžba: О'г-у'-К'+0'г ~ ■ f - K ' ( H z + А ) - у Р А ^ 0

Ukupna dubina zabijanja bit će: D = D'+A. Polazeći iz uslova ]Г # = 0, dobije se sila u zatezi: Z = P A - PP . (33.64.) Ovako izračunata veličina povećava se radi dovoljne sigurnosti sila u zatezi za 20% - 40%. Alternativno, može se računati sa odnosom ST K P =

352

Temeljenje

■

Temeljenje

348

XI Zagati i građevine od nasutih materijala _____.___________________________________ 33. Jednozidni zagati - priboji

Iznalaženjem mjesta gdje je transverzalna sila jednaka nuli (5=0), dobije se mjesto maksimalnog momenta, koji se proračuna na već poznati način. 33.2.6.3. Proračun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u pijesak

Kada je zid zagata zabijen dublje u tlo, uzima se da je u donjem kraju ukliješten. Zadatak je statički neodređen, pa ima više pojednostavljenih postubaka za iznalaženje dubine ukopavanja i momenta savijanja. Jedna od metoda koja se često koristi je tzv. rješenje zamjenjujuće (ekvivalentne) grede, koju je Blum (1931) pojednostavio za izračunavanje dubine zabijanja ukliještenog zida zagata ( D 3 ). Ustanovio je daje dubina tačke infleksije linije deformacija (Di) ovisna o uglu smicanja ( ( p ) koji ima materijal. S obzirom da je u infleksionoj tački (/) moment savijanja jednak nuli (/'), možemo, ako znamo ovu dubinu, zagatni zid podijeliti na dva statička dijela (sl.33.38.-c). Ovisnost između ugla smicanja ( p i dubine infleksione tačke ( D j ) i ukupne visine ( H ) data je na slici 33.38.-d. Slobodna visina zagata ( H ) pomnožena sa koeficijentom ( D 1 / H ) daje dubinu

352

Temeljenje

Temeljenje

349

XI Zagati i građevine od nasutih materijala___


Iz ovoga slijedi da bi proces proračuna bio slijedeći: proračuna se a P proračuna se t 2, prema prije datim izrazima; defmiše se D2 (jednadžba 33.18.) i D, (jednadžba 33.10.) (sl.33.38.-d);

a) b) c) d)

K iK ; p ip

proračuna

p2" =

^ 2~

p D

D

i ) (sl.33.38.-c);

e) nacrta se raspored pritisaka iznad tačke /; f) proračuna moment savijanja oko tačke O' i proračuna i?,; g) poznavajući R , proračuna se raspodjela pritisaka između tačaka / i H; T

h) iz momenta savijanja oko tačke H proračuna se D3;

D

+ D ).

i) proračuna se dubina zabijanja = (l,2 - 1,4)(D2 3 Drugi način proračuna koji preporučuje Nonveiller (1981) svodi se na slijedeće (sl.33.39.): ® асккл

®

©

. . -

Sl.33.39. Ukliješteni zagatni zid, gdje je: dijagram sila (a), dijagram momenata (h) i dijagram deformacija (c) zagata (Nonveiller, 1981). Odabere se dubina zabijanja Dj, izračuna raspodjela aktivnog pritiska i pasivnog otpora tla kako je to prije opisano. Za pretpostavljenu dubinu Dj izračuna se reakcija R A , iz ravnoteže momenata oko tačke z (__ M, =o), a silu u zatezi Z iz ravnoteže horizontalnih sila (_.# =o), prema slici 33.39. Na osnovu ovih veličina izračuna se raspodjela momenata M Z , najjednostavnije grafičkom metodom (sl.33.39.-b). Zatim se optereti zagatna stijena momentnim dijagramom i grafičkim postubkom nacrta linija deformacija. Linija koja zatvara poligon linije deformacija (savijanja) mora proći kroz tačke i z (sl.33.39.-c). Ako ovo nije slučaj, postubak se ponavlja sa novom dubinom D2, i tako sve do potrebnog slaganja linije koja zatvara dijagram deformacija u tački uklještenja i tački ankerisanja (z). Ovako dobivena dubina povećava se za 20%, tj. D = 1,2D_.

a

(a)

33.2.6.4.

Proračun ankerisanog zagatnog zida zabijenog u glinu

U tačkama 33.2.4. i 33.2.5. dati su slučajevi zabijenih zagatnih zidova u sloj gline, gdje se računa samo sa kohezijom Uzimajući P 1, dati su konačni izrazi za ukliještene, ali A neankerisane zagatne zidove u glinovitom sloju. Na slici 33.40. dat je slobodnostojeći ankerisani zagatni zid u sloju gline = 0). Dijagram raspodjele aktivnog pritiska iznad linije ukopavanja sličan je prije opisivanim slučajevima. Prema jednadžbi 33.30. neto pasivni otpor tla na dubini D je (sl.33.40.-a): =APP =^(rHi 'H 2 ). Iz uslova _]# =0 dobije se sila (Z) u zatezi:

c (q>=0).

K =K =

((p

+Y

Рз

~PA

(33.65.)

Z = P A -p r D,ili 2 = Р А -Џс(уН 1 +Г'Н2)]D. 350

Temeljenje

Temeljenje

355

в

XI Zagati i građevine od nasutih materijala___


A

4 H&V-2C

г,<чт=о P

A

ДНТ

r(Cf.o

Sl.33.40. Ankerisani zagatni zid u sloju gline (cp = 0) i to za: nekoherentno (a) koherentno tlo (b) iznad linije iskopa.

351

Temeljenje

Temeljenje

355



Iz uslova ^M 0 . = 0 proizlazi: P 4 ( H -/ J ,- ZI )- / V D |

0,

iz čega proizlazi jednadžba za dubinu zabijanja D: /г +^ ^-2

D

2

p3 ■ D 2 + 2рз ■ D(H - h,)- 2PA (H - K - z,) = 0. (33.66.) Maksimalni moment u ovome slučaju nalazi se na dubini H 1 < z < H . Na mjestu maksimalnog momenta transverzalna sila jednaka je nuli, a ta dubina dobije se prema jednadžbi 33.59. i 33.60. Na slici 33.40.-b dat je dijagram aktivnog pritiska (PA ) u koherentnom tlu, iznad dna građevinske jame i dijagram pasivnog otpora tla (P P ) ispod linije iskopa, za slobodno stojeći ankerisani zagatni zid. Ovdje je pasivni otpor tla (Nonveiller, 1981): P P =D (4 C - H C F V ). (33.67.) Ako u prijašnji izraz (jednadžba 33.62.) dobiven iz y- P A

={н.

z

= 0:

+ A +—D"] p p , izvedemo:

P A - y = (H z +D/ 2)P P , i uvrstimo jedn. 33.67., dobit će se: P A - y-H z - D(4c-H av

)Ло (4с~ 2

н

a v )=0.

Sređivanjem se dobije kvadratna jednadžba u obliku: D2(4c-H ov)+ 2 • D ■ H z (4 с~ н o>)-2у ■ PA = 0. (33.68.) Treba imati na umu daje moguće u visini vlačnih napona, u zoni pukotina, delovanje hidrostatskog pritiska, što treba uzeti u obzir kod analize opterećenja. Alternativno se može uzeti veličina aktivnog pritiska sa koeficijentom K A = 20° - 30°. 33.2.6.5. Redukcije momenata savijanja kod ankerisanih zagatnih zidova

Veličina i mjesto maksimalnog momenta savijanja dobivena prema metodi elastičnih težina ima prividno značenje, jer ovisno o savitljivosti zagatnog zida dolazi do preraspodjele pritiska i smanjenja maksimalnog МО 10.14 I momenta savijanja. Uopšteno dolazi do smanjenja pritiska u slobodnim zonama, a do povećanja u ankerisanoj 0.18 0z> 0СК 008 0.12 0.16 zoni (sl.33.41.-a). Zbog ovoga se uvodi računski moment savijanja odnos h/l (33.69.) { R A Č . M R M X )> koji se dobije prema izrazu: SI 33 41 Redukcija maksimalnog momenta: preraspodjela pritisaka ■ M =k - M kod ankerisanog slobodnostojećeg zagata (a) i dijagram za RAC. NM.

у

(sl.33.41.-b);

h - 0$d - za drveni i h = Џ1 тл metalni zagat; d - debljina drvene talpe (c m); I - moment inercije (cm4 ); / - vertikalno odstojanje između tačaka Q i H (sl.33.36.); q>0 - ugao smicanja i kod uslojenog tla dužine lt i debljine sloja H t računa se prema izrazu: (33.70.)
Rowe (1952) sugeriše drugi metod za redukciju .maksimalnog momenta kod slobodnostojećeg ankerisanog zagata. Ako označimo sa H' ukupnu dubinu zagata {H + DJ i dubmu građevinske jame sa a • onda je relativna fleksibilnost zida:

356

Temeljenje

Temeljenje

352



(33.71.)

km ovisno o odnosu

356

Yl (b), (Dolarević, 1987).

Temeljenje

Temeljenje

353



33.2.6.6. Položaj i Dimenzionisanje zone ankerisanja

-3.0. Sl.33.43. Položaj ankerne konstrukcije: područje ankernog zida bloka (a), položaj zida u zoni c, d, e (b), grafički proračun dodatnog pasivnog otpora (APp ), kada je ankerisanje unutar -2.5 2.0 koeficijent zone a, b, c, (c), poligon sila (d). fleksibilnosti log ip Sl.33.42. Dijagram ovisnosti koeficijenta fleksibilnosti (p) o odnosima momenata 'м 1 1

za zagatne zidove zabijene u pijesak (Rowe, 19521. max

gdje je: H' - ukupna dubina zagata (m); E - modul elastičnosti (MN m' r I

■

- moment inercije

( m

M d - projektovani moment (MN m ); Mmttt - maksimalni teoretski moment (MN m ); H+D,.

a =■

H (33.72.) Na slici 33.42. dat je dijagram ovisnosti relativne fleksibilnosti (p) i odnosa projektovanog i teoretskog momenta savijanja kod zagata zabijenog u nekoherentni materijal. Isti autor daje dijagrame ovisnosti i za zagat zabijen u glineni materijal putem broja stabilnosti (Braja, 1995). Zatege se iza zagatnog zida vežu za posebne ankeme konstruktivne elemente navedene u početku tačke o ankerisanim zagatnim zidovima (33.1.6.). U osnovi ankeri (zatege) mogu biti plitko ankerisani u kontinuirane ili zasebne betonske zidove (blokove) ili ploče, koje se održavaju u ovome položaju na bazi pasivnog otpora tla. U posljednje vrijeme primjenjuju se duboki injektirani ankeri. U nastavku iznijet će se samo detalji i načini ankerisanja, te proračuni sila u ankerima, u ovisnosti od načina ankerisanja. 1) Plitka ankerisanja izvode se dovoljno daleko od zida zagata kako ne bi došlo u područje klizanja (sl.33.43.-a). U ovome slučaju stvara se zona u pasivnom stanju plastične ravnoteže. Kada se ova pasivna zona siječe sa aktivnom zonom pritiska (a, b, d) iza zida (si.32.43.-b), tlo u području (g, d, i) također je u aktivnom stanju i ne može istovremeno prenijeti pasivni otpor tla iz područja c i e. Ovo zahtijeva povećanje dubine ankerne konstrukcije (c, e), kako bi se sila iz zatege (Z) prenijela na tlo, bez smanjenja koeficijenta sigurnosti. Ukoliko se zid ankeriše ispred plohe a, c (si.33.43.-c), može nastubiti klizanje po ravni a, e. Na klin tla a, h, d, e djeluju sile: težina tla (W), aktivni pritisak (P A ) na ankemu površinu e, d, dio pasivnog otpora tla ispod ravni iskopa {AP P ), te reakcija tla (0 na ravan a, e, pod uglom (p prema normali na ovu ravan. Kada sve sile sastavimo u poligon sila (si.33.43.-d), dobije se veličina sile APP, kao i reakcija tla Q. Da bi se ova sila АРР prenijela na tlo sa istim koeficijentom sigurnosti (F S ), potrebno je povećati dubinu zabijanja zagata D.

354

Temeljenje

Temeljenje

359



gdje je: Ankerni zidovi ili blokovi, ili ploče, mogu se postaviti tako da izlaze na površinu terena (sl.33.43. i 44.), da se nalaze neposredno ispod terena {Н/^ < 1,5 - 2,o) ili duboko u dnu terena. Zid za ankerisanje može preuzeti silu (Р г ) koja je jednaka razlici pasivnog (P P ) i aktivnog pritiska (P A ), za ravne (33.44.-a) i zakrivljene klizne površine (sl.33.44.-b).

®

«•<•?/2

45'

®

-ЧП

Sl.33.44. Zid za ankerisanje zatege i ravni sloma do terena: ravne površine sloma (a) i zakrivljene ravni sloma ( b ).

Sila ankerisanja u pijesku bit će (sl.33.44.-a) na 1 m dužine zida: P = Pp-P A =l y.H 2 - K' , (33.73.)

gdje je: K ' =K P - K A

=t

2

g

U5«+ y 2

Ytg L5° ~у 2

г

Sila uzrokovana zategama na 1 m dužni iznosi, uz faktor sigurnosti (Fs): P P — P Z= — = P (33.74.) F F Hvatište sile (Z) bit će u donjoj trećini visine ankernog zida. Ovesen i Stromann (1972) determinisali su metodu za iznalaženje krajnje nosivosti ankera u pijesku, a ona se pokazala racionalna. Za slučaj na slici 33.44.-b sila koju preuzima ankerni zid na 1 m dužine iznosi: P = \ уИ г К Р

- уН 2 K A coscp

cosč) -

2

2 (33.75.)

P = -Y ■ H 2 ( К Р cos б -

KA

cos ep)

Zadobivanje К Р совб prvo se proračuna K P sin б : „ . x W + PAsin(p W+ ^ Y - H 2 K A smq> —=---------------------------------------------2- =----------------=&.

(33.76.) ~ Y2 H 2

К Р smo

=—-

-Y-H2 2 W - težina na jedinicu dužine ankernog zida; K A - koeficijent aktivnog pritiska za б = ep (si.33.45.-a); K p cosб - dobije se iz dijagrama na slici 33.45.-b, ovisno o izračunatom K P sin б i usvojenom uglu smicanja q>.

®

360

Temeljenje

355 Temeljenjt


0.70 ___ .60. _5< 0.4I —^ JEN T0. 3mc 0.2 KOI 0 . 1


(D

\ ALA.

\

20

30

40 45

UGAO SMICANJA f (•)

Sl.33.45. Promjena koeficijenta aktivnog pritiska K A o uglu б=(р ( a ), te promjena К р со$>б ovisno o К р &тб (Ovesen i Stromann, 1972j

Ako ankerni zid ne doseže do površine terena (si.33.46.-a), aktivni pritisak (Рд) i pasivni otpor tla (P P ) izračunava se samo na dijelu ankernog zida. Ravni klizanja u ovome slučaju nisu ravne površine, pa se uzima pretpostavka da je raspodjela napona sa dubinom gotovo jednolična (si.33.46.-b). U ovome slučaju pretpostavlja se rezultantno delovanje sile otpora (Z) oko polovice visine ankernog zida, odnosno ploče (sl.33.44.-b i 33.46.a). Za slučaj da je ankerisanje zida na većoj dubini, te je h < 0,5H , onda se pasivni otpor tla ne može računati prema Rankineovoj teoriji sloma, već kao slom ispod temelja (sl.33.46.-c). Ravni sloma ne dopiru do površine terena, te bi zatega vukla ankerni dio kroz tlo, tako da granični slom nastuba kao slom tla ispod temelja. U ovome slučaju širina B bila bi jednaka visini ankernog zida h, na dubini h D

II

-— (si.33.46.-c). Daljnji proračun mogao bi se provesti približno prema teoriji nosivosti tla ispod temelja

(poglavlje 14.).

360

Temeljenje

356 Temeljenjt



Ankerisanja se mogu obaviti i putem pojedinačnih blokova širine B, na izvjesnim razmacima S

Sl.33.46. Ankerni zid sa ankerisanom zategom (Z) i površinom sloma: ankerni zid plitko ispod terena (a), sa šemom opterećenja (b) i duboko ankerisani zid zatege (c). (si.33.47.). Pasivni otpor svakog bloka ili ploče veći je nego što odgovara otporu ploče na jedinicu širine. Ovome otporu treba dodati otpor smicanja na bočnim površinama aktivnog i pasivnog klina, a, b, c. Bočna površina (sl.33.47.-a), bit će: A = 0,5H-L , gdje je: (33.77.) L=H tgi45°+y W45° Pasivnom otporu, koji računamo prema izrazu 33.73. i sili zatege prema jedn.33.74., treba dodati još 2P0tgq>, pa je ukupna sila (A°) na ankeru: ,------------------_-----------------------j 2

f

l yH- K 0 -A- t S
(33.79.) A°=Z - B + — P

F.

Ovaj izraz važi ako je razmak između susjednih ankera S = B + H . Kada je B < H , onda se zadnji član može linearno reducirati sa odnosom B/^ . Postoje i druge metode proračuna pojedinačnih ankernih blokova, ili ploča, putem zamjenjujuće dužine i konačne otpornosti za trakasti anker (Ovesen i Stromann, 1972). 2) Duboka ankerisanja injektiranjeni izvode se pomoću zatega (ankera) osposobljenih za preuzimanje sila u tlu. Sila koju anker može preuzeti ovisi o vrsti tla, dubini ispod površine dijela za ankerisanje, o udaljenosti kotvenog dijela od zagatnog zida, o dužini zainjektirane dionice, te o veličini pritiska za injektiranje. U odjeljku 33.1.6. dati su neki podaci i detalji o zainjektiranim ankerima i veličini sila koje mogu prenijeti. Ovdje će se proširiti neka razmatranja ove vrste ankera, dok će se njihovo Dimenzionisanje obrazložiti u poglavlju o ankerisanju (poglavlje 38.). Prema nekim ispitivanjima koja su obavljena u SR Njemačkoj (Jessberger, 1963), zatege promjera 26 mm injektirane u tlu u dužini od 4,0 m mogu se opteretiti silama datim u tabeli 33.10. R ezultiraj ući otpor trenja na jednu bočnu površin u, za pritisak mirovan ja na vertikal nom presjeku kroz prizmu, iznosi

362

Temeljenje

Temeljenje

357


XI Zagati i građevine od nasutih materijala (sl.33.4 7.-b): p

tg(p = Y - K 0 - H — -t g(p.

o

Dopuštena sila ankerisanja Tabela (Nonveiller, 1981). (33.78.) Vrsta tlaKonzistencija tlaDopuštena sila ankerisanja 33.10. TrajnoPrivremenoNasuto-Ispitivačkamax 200KoherentnoIk>l,0200250h
X h/2

45--Г/2

Џ4-

SL33.47. Bočni otpor tla uz ankerni blok ili ploču: presjek kroz aktivni i pasivni klin (a) tlocrt i pogled na razmak ploča i bočni otpor smicanju (b).

Prema slici 33.16.-e konačna nosivost zainjektiranog ankera (Р к ) u pijesku može se dobiti iz izraza (Braja, 1995): Z=d-n-l-(Jv'-K-tg(p, (33.80.) gdje je: o~v' - srednji vertikalni napon (crv'= у • z u suhom pijesku); K - koeficijent pritiska tla;

362

Temeljenje

Temeljenje

358

XI Zagati i građevine od nasutih materijala _______________________________


©

®

Sl.33.48. Faze ponašanja 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 dovršenog iskopa treće faze (c).

®

©

©

0.65 гнкд ун [,.(_.)] аггнчоо.Ш) ШРд=0.3ЈН

d i l - promjer i dužina korvenog zainjektiranog dijela. Koeficijent pritiska tla (K ) može se uzeti kao koeficijent mirovanja (K 0 ) ako je injektiranje obavljeno pod pritiskom. Kao niža vrijednost može se uzeti Rankineov koeficijent aktivnog pritiska (K A ). U glinovitom tlu približna nosivost je: P K =d- 7c- l -c a , (33.81.) gdje je: ca - adhezija, koja se obično uzima ^/си (nedrenirana kohezija). Koeficijent sigurnosti (faktor sigurnosti) uzima se između 1,5 i 2,0. Ovisnosti između sile u ankeru koju može preuzeti, parametara koji definiraju osobine tla i injekcionog pritiska nisu još dovoljno istražene. Zbog ovoga se uvijek izvode probni ankeri na mjestu upotrebe i odredi sila njegovog Čupanja. Injektiranjem kotvene - ankeme (usidrene) zone utiskuje se injekciona smjesa u okolni prostor bušotine, tako da se dobije promjer za proračun 1,5 - 4,0 promjera bušotine. Silu koju injektirana zona kotvljenja preuzima možemo proračunati na bazi smicanja tla na granice ove zone. Osim ovoga efekta povećanja ankerne zone nastaje i porast napona usljed pritiska injektiranjem, tako da u ovoj zainjektiranoj zoni normalni naponi postaju veći od gravitacionih koji su bili prije bušenja bušotine. Trajnost ovoga efekta nije dovoljno poznata, te se uzima pretpostavka da je injekcioni pritisak kompenzirao prvobitne gravitacione napone. Iz ovih razloga uzima se da na duljini zone za kotvljenje, koja treba da preuzme i prenese silu na tlo, djeluju u oba pravca samo gravitacioni naponi. 33.3. ZAGATNI ZIDOVI SA VIŠE RAZUPORA ILI ZATEGA Jednozidni zagatni zidovi zabijeni u tlo razupiru se sukcesivno sa iskopom u građevinskoj jami. Na ovaj način smanjuju se deformacije, naponi i momenti savijanja, čije su veličine, oblici i raspodjela mijenjaju ovisni o: (i ) vrsti tla, (U) dubini iskopa, (i i i ) položaju i broju razupora, te o (i v ) načinu izvođenja iskopa, intenzitetu i tehnici učvršćenja razupora. Iskopom se rasterećuju zidovi zagata, što izaziva promjenu prvobitnog stanja

359

Temeljenje

Temeljenje 365

XI Zagati i građevine od nasutih materijala _______________________________


napona uz zidove zagata, na što tlo reaguje deformacijom. Na slici 33.48. prikazane su ove promjene počev od prve faze gdje se gornji dio zagata ponaša konzolno, sa opterećenjem p, i deformacijom 5i (sl.33.48.-a), do konačne faze iskopa sa opterećenjem p4 i deformacijom 4б\ (sl.33.48.-c) (Nonveiller, 1981). Sa zidova zagata prenosi se opterećenje na razupore (P U P 2 ), čiji se intenzitet mijenja (P h Pi ' , Pj ", /У", Р2, P2') ovisno o načinu i fazama iskopa {н ^,Н 2 ,н ), intenzitetu i stepenu učvršćenja potpora, fleksibilnosti zida zagata i elastične deformabilnosti razupora (sl.33.48.). Sl.33.49. Šematski prikaz opterećenja na razupore: nekoherentno tlo C = 0 (a ), lahko gnječiva — mehka glina (N > 5) (b), čvrsta glina (N < 4) (c), zamjenjujuče grede (d ), dijagram transverzalnih sila (e). Zbog složenosti iznalaženja međusobne ovisnosti između načina i intenziteta razupiranja, deformacija i aktivnog pritiska na razuprte zidove zagata za proračun opterećenja koje prouzrokuje aktivni pritisak koriste se vrlo jednostavne šeme za približan proračun. Stvarna krivulja raspodjele opterećenja, prema Pecku (1969), zamjenjuje se jednoličnom raspodelom za nekoherentan (sl.33.49.-a) i koherentan materijal u obliku trapezne raspodjele (si.33.49.-b i c).

360

Temeljenje

Temeljenje 365

X I Zagati i građevine od nasutih materijala ________;______________________________________________33. Jednozidni zagati - priboji

U nekoherentnom tlu, kao stoje pijesak, maksimalni pritisak ( p A ) dobije se iz izraza (33.49.-a): p A =0,65-y - H - K A , (33.82.) gdje je: KA - Rankineov koeficijent aktivnog pritiska K A = tg2Â5° - ^ у -jedinična težina tla; H - visina razuprtog zagata.

Aktivni pritisak u mehkom glinenom tlu, pod uslovom daje ^ ^/ c~>^ ■ ихгалма se u obliku (si.33.49.-b): 4c 8^ ili (33.83.) p A =0,3yH, p A =y- H^l ^'^/<4 primjenjuje se izraz gdje je c kohezija nedreniranog uzorka ((p = 0). Za aktivni pritisak u čvrstoj glini, za (sl.33.49.-c): p A =0,2- y-H do

®

©

(33.84.)

0,4-у- Н.

©

©

©

Sl.33.50. Dijagrami raspodjele pritisaka na razuprti zagat prema raznim autorima: za pijesak (a), privremenu razuporu u tvrdim (h) i srednje gnječivim glinama za stalno razupiranje (c), prema Tschebotariojfu 1973., prema Lemanu (d) i Terzaghiju (e), gdje su eksperimentalno dobivene krive (c -1). Sile u razuporima ( P T , P 2 , P - { ) računaju se kao reakcije statički određenih greda na dva oslonca sa prepustima (sl.33.49.-d). Za Dimenzionisanje složenijih konstrukcija raspodjela pritisaka radi se prema tačnijim metodama. Mnogi autori ispitivanjima su konstatovali da pritisci ne rastu linearno sa dubinom i da odstubaju od Rankineove (Rankinove) i Coulombove (Kulonove) teorije pritiska. Zbog ovih razlika u raspodjeli pritisaka postoji i više različitih oblika dijagrama pritiska na razuprti zagat. Pored opisanih prema Pecku, date su na slici 33.50. i raspodjele pritisaka prema nekim dragim autorima. Trapezasto opterećenje prema Terzaghiju (1943), može se zamijeniti ekvivalentnim ravnomjernim opterećenjem 0 p A zQ,75p A (si.33.50.-e).

366

Temeljenje

Temeljenje

361

X I Zagati i građevine od nasutih materijala ________;______________________________________________33. Jednozidni zagati - priboji

U širokim građevinskim jamama ne mogu se zidovi zagata međusobno razuprijeti, te se veoma često koriste zatege ukotvljene u tlu, koje se postavljaju sukcesivno sa iskopom u građevinskoj jami. Kod ove savremene građevinske tehnologije konačne deformacije sile u zategama i opterećenje zagatnog zida aktivnim pritiskom ovisi o unesenoj sili u zategu u fazi montiranja.

Sl.33.51. Šema proračuna 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 reakcijom R (aj; pretpostavljena površina sloma sa ankerisanim zategama unutar bloka a, b, c, d (b); poligon sila za određivanje ugla џ{ (b'); isto kao pod (b) samo zatega Z? sidrena izvan bloka abcd; (c) isto kao b' samo za ugao y/ 2 (c').

366

Temeljenje

Temeljenje

362

XI Zagati i građevine od nasutih materijala____________________________________________________________________________

Zagatni zid sa više zatega čini jedan spregnuti zajednički sistem, skupa sa tlom između zida i mjesta ankerisanja zatege (sl.33.51.-b). Iznalaženje sila u zategama (Z,,Z 2,Z3) vrši se na bazi iznalaženja reakcija u osloncima zatega za kontinualni nosač, opterećen aktivnim pritiskom (P A ) i pasivnim otporom tla (P P ). Na dnu zagata djeluje reakcija zagata (R ), ako trenje uzduž zida zagata nije dovoljno da uravnoteži rezultantu sila u ravnini zida. Ako je sila R veća od otpora, račun se ponavlja sa novim uglovima б А ,б Р i a (sl.33.51.-a). Ankerisanje zatega vrši se na bazi veličina Zl,Z2,..., dobivenih kao reakcije kontinualnog nosača. Dubina zagata određuje se uz pretpostavku zajedničkog njihovog delovanja ankerisanih u blok abcd (sl.33.51.-b). Prema Hansenu (1957) i potvrđenim ispitivanjima, uzima se konveksna duboka linija sloma ( a, c), a na taj sklop djeluju: aktivni pritisak na ravan cd ( P A ), pasivni otpor tla podijeljen sa otpora tla (<2„) na ravni ac, reakcijom na dnu zagata ( R ), a ponekad uzgon ( u ) i strujni pritisak (5).

faktorom sigurnosti , težina materijala ( W) , opterećenje ( Q ) i rezultanta Iz poligona sila (si.33.51.-b') dobije se sila otpora tla Qi i ugao у/ . Faktor sigurnosti bit će: 1

(33.85.)

Fs=-^~,

ako je tlo nekoherentno. Za koherentno tlo računa se iterativnim postubkom, koji je opisan za kružno - klizne površine. Ako faktor sigurnosti ne zadovoljava, potrebno je produžiti jednu ili više zatega i pronaći Fs za najnepovoljniju površinu sloma, koja daje potrebnu sigurnost. Na slici 33.5l.-c dat je primjer ankerisanja donje zatege izvan bloka a, b, c, d, čime se dobije smanjena vrijednost ugla џг. Fleksibilni zagatni zid sa više razupora može se računati kao greda na Vvinklerovom tlu, tako da se postigne podudarnost između deformacije sistema grede - tla i opterećenja (Nonveiller, 1981). 33.4. CIRKULACIJA VODE ISPOD ZAGATNIH ZIDOVA Da bi se radovi u građevinskoj jami odvijali u suhom, potrebno je na najpogodniji način ispumpavati vodu sa unutarnje strane zagata. Pored statičkog treba provesti i hidraulički proračun i kontrolisati stabilnost zagata na najnepovoljnije slučajeve koji se mogu pojaviti u toku rada. Način ispumpavanja vode ovisi o: (i ) opasnosti od erozije tla i proloma dna ispod zagatnog zida i o ______•______________________________________________33. Jednozidni zagati - priboji

(i i ) količini vode za pumpanje da bi se održao zahtijevani nivo vode u građevinskoj jami sa potrebnim brojem pumpi. 33.4.1. ISPUMPAVANJE VODE U osnovi se ispumpavanje vode između zidova zagata provodi na: (i ) otvoreni i (i i ) zatvoreni način, odnosno sniženjem vodostaja putem cijevnih i drugih vrsta bunara. Kod otvorenih ispumpavanja vode obično se u jednom ili više uglova građevinske jame iskopaju dublja mjesta za postavljanje usisne korpe centrifugalne ili potopljene pumpe (sl.33.52.-a). Dubina i veličina ovoga sabirališta treba biti prilagođena kapacitetu centrifugalne pumpe, usisnoj korpi sa povratnim ventilom i zaštitnom mrežom. Radi prikupljanja i isušivanja vode sa cijele površine građevinske jame prave se drenažni kanali do mjesta za pumpanje (sl.33.52.-a). Sistem za ispumpavanje vode spušta se sukcesivno sa iskopom do konačne dubine. Kada je iskop dovršen, ugrade se drenažne cijevi i pokriju šljunkovitim materijalom. Na ovaj način stvori se suha površina na kojoj se izvodi projektovana betonska konstrukcija. Pumpanje vode vrši se i u toku eksploatacije objekta ili se mjesto pumpanja vode blindira - zatvori betonskim čepom, a na usisnu cijev postavi prirubnica.

363

Temeljenje

Temeljenje

369

®®

SI. 33.52. Ispumpavanje vode i sniženje nivoa podzemne vode: otvoreno ispumpavanje iz građevinske jame (a), ugradnja cijevnih bunara unutar (b) i izvan (c) zagatnog zida.

©

U nepovoljnim terenskim uslovima ne pumpa se voda iz građevinske jame formirane zagatnim zidovima (sl.33.52.-b), već se iza zagata ugrađuju cijevni bunari iz kojih se ispumpava voda (sl.33.52.c). Na ovaj način formira se depresiona kriva ispod dna građevinske jame, čime se omogućuje nesmetan rad pri izvođenju konstrukcije. Obično se cijevni bunari zabijaju na obje strane zagatnih zidova, jer postavljanjem samo na jednoj strani može se izazvati urušenje na drugoj

strani zagata, prilikom pumpanja vode iz jednog bušotinskog bunara. Kod većih dubina od oko 7,0 m buše se cijevni bunari većih profila i ugrađuju dubinske (potopljene) pumpe (sl.33.52.-c). Kapacitet pumpi ovisan je o dotoku vode, koji je opet uslovljen propusnošću tla. Kod prašinastih materijala nivo vode opada sporo oko zagata, što može da utječe na brzinu iskopa. 33.4.2. HIDRAULIČKI PRORAČUN ZAGATA I STABILNOST TLA Kada se ispumpava voda iz građevinske jame osigurane jednozidnim zagatom - pribojem, nastaje filtracija vode sa usporne visine H, iznad dna iskopa oko zagata ukopanog na dubinu D (sl.33.28., 33.52.-a i 33.53.-a). Hidrauličkim proračunom potrebno je razmotriti: a) delovanje strujnog pritiska (hidrodinamičke sile) na aktivni pritisak tla (Рл) iza i pasivni otpor tla (PP) ispred zagata; b) hidraulički slom tla u području gdje voda teče vertikalno uz donji dio zagata, te na ovoj osnovi odrediti dubinu zagata kako ne bi došlo do pokretanja sitnih čestica tla u fazi pumpanja vode; c) količinu vode i kapacitete pumpi za pumpanje vode iz građevinske jame, kojim se treba obezbijediti bar 30 - 50 cm iskop u suhom. U tački 15.3. i uz sliku 33.28. obrazložene su hidrodinamičke sile i njihov uticaj na veličinu aktivne sile i pasivni otpor tla. U području aktivnog klina abd (sl.33.28.) strujni pritisak se zbraja sa gravitacionim silama, te će mjerodavna jedinična težina (у А " ) biti veća od uronjene težine (у') za veličinu filtracionog (strujnog) pritiska i f - J w - jedn. 15.56.). Aktivni pritisak (P A ) računa se sa jediničnom težinom: YA"=Y'+iA-YK(33.86.) U pasivnom klinu bce (sl.33.28.) strujni pritisak djeluje prema gore, tj. suprotno od sile gravitacije, zbog čega smanjuje težinu materijala, pa je potrebno proračun pasivnog otpora tla ( p p ) računati sa težinom: YP'=f-ip-YK(33.87.) Efekat hidrauličkog sloma tla, koji je veoma značajan, daje drugi Kriterijum za izbor dubine ukopavanja D (sl.33.28.-b i 33.53.-a). Razmatranjem je ustanovljeno da je u području oko dna zagata stvarni hidraulički gradijent ( i ) znatno veći od prosječnog hidrauličkog gradijenta ( i s ), a može biti manji ili veći od prosječnog na izlazu u građevinsku jamu. Prosječni hidraulički gradijent iznosi (sl.33.52.-a): i= H . (33.88.) H+2D Strujanju vode prema gore sa unutarnje strane zagata, suprotstavlja se težina čestica tla. Kada ovaj pritisak naraste do izvjesne veličine, dolazi do izdizanja čestica, odnosno nastaje labilna ravnoteža, koja dovodi do sloma tla. Kritični hidraulički izlazni gradijent (z'c), pri kojem nastaje ovaj slom da jednak je (jedn.15.61.):

364

Temeljenje

Temeljenje

369

b/o=1

Sl.33.53. Filtracija vode i dijagram za faktor sigurnosti od hidrauličkog sloma: fdtraciona mreža za razuprti zagat (a), dijagram faktora a, za proračun izlaznog gradijenta i faktora sigurnosti ( b ) , (Nonveiller, 1981).

Dubina priboja mora biti tolika da osigura dovoljnu sigurnost od hidrauličkog sloma tla, zbog čega izlazni gradijent (г„) treba biti manji od: ; =_C

365

(33.90.)

Temeljenje

Temeljenje

369

34. Zagati


za temeljenje u vodi

gdje koeficijent sigurnosti (F s ) treba biti do 2 za privremene, a do 4 za stalne građevine. Izlazni gradijent (/„) izračuna se iz strujne mreže (sl.33.53.-a) i izražava prosječnim gradijentom:

(33.91. ) te koeficijent sigurnosti, proizlazi iz navedenih izraza: Y ' H+2D Y w cc- H

(33.92.

gdje je: a - faktor za različite odnose D/^ u homogenom tlu dat je na dijagramu na slici 33.53.-b (Nonveiller, 1981); Г' -jedinična težina tla pod

vodom;

Г„ - jedinična težina vode

rw

=10^/ 3 .

Dubina priboja iz jedn. 33.92. proizlazi: H D

(33.93.) F- a-l

a prema nekim autorima (Kostić, 1968): D

H

Fr -1

r'

(33.94.) gdje je F, =1,5-2,5. U poglavlju 15. opisano je proticanje vode kroz tlo i proračun količine vođe, dobivene na bazi Darcvjevog (Darsijevog) zakona, iz filtracione mreže (sl.33.53.-a), tj. (jedn.15.37.): (33.95.) Q = k- ^H, gdje je: k - koeficijent filtracije; n f - ukupan broj strujnih kanala; H AH na - ukupan broj ekvipotencijalnih intervala

(34j)

ZAGATI ZA TEMELJENJE U VODI

U uvodnom dijelu ovoga poglavlja XI date su opće postavke o zagatima, tipovima, njihovoj primjeni i izboru kao priboja i zagata za temeljenje u vodi. U ovome dijelu obrazložit će se dvozidni zagati i, Uopšteno zagati, i druge konstrukcije zagata za temeljenje u vodi sa aspekta upotrebe, projektovanja i njihovog dimenzioniranja.

'34.1. JLJPOTREBA I VRSTE ZAGATA

372

Temeljenje

366 Temeljenje


34. Zagati


Zagati su građevinske konstrukcije izrađene najčešće u vodi, koje preuzimaju opterećenje i udare od vode (nekada i tla) i štite građevinsku jamu od tekućih, a nekada i podzemnih voda. Mogu se graditi i na suhom, pri niskim vodostajima vode, da bi služili kao zaštita kada nivo vode poraste na veće visine. Koriste se najviše za zaštitu građevinske jame pri izvođenju hidrotehničkih objekata, ili temelja mostova, kao i drugih objekata na rijeci i/ili pored rijeka i jezera. Zagatima se ograđuje građevinska jama sa jedne, dvije, tri ili sve četiri strane, iz koje se ispumpa voda kako bi se i temelji objekata praktički izvodili u suhom. Načini izrade zagata ovise o: (i ) dubini vode, (i i ) obliku i vrsti temelja objekta, (i i i ) vrsti materijala koji se treba iskopati, (i v ) hidrauličkim i hidrotehničkim osobinama mjesta građenja, (v) širini korita i brzini vode i si. Na slici 34.1. dati su neki primjeri zagaćivanja vode za temelje većih hidrotehničkih objekata i za temelje stubova mosta u rijekama. Kod užih korita obično se cijeli vodni tok skrene u obilazni tunel ili kanal. Prethodno se zaštite ulazi i izlazi optočnog tunela ili kanala da bi se izveo derivacioni objekat. Nakon njegovog izvođenja pregradi se cijeli vodni tok pomoćnim zagatima i skrene voda u derivacioni objekat - tunel, kao što je to bio slučaj kod izvođenja brane i strojarnice na Hidroelektrani Salakovac (sl.34.1.-a i b, Pavlović, Selimović, Katalinić, 1987.). Iz građevinske jame ispumpa se voda i radovi izvode u suho, ako su dobro izvedeni vodozaptivni radovi. Obično se jedna količina procjednih voda mora ispumpati iz građevinske jame. Kod širokih rijeka i velikih protoka obično se zagaćivanje vrši u dvije ili više faza u samoj rijeci (sl.34.1.-c). Prvo se izgradi zagat uz jednu obalu i voda skrene prema suženoj drugoj obali. Unutar ovoga zagata izvede se prva faza građevine, do kote koja omogućuje nesmetan nastavak radova, kada se rijeka opet skrene na ovaj izvedeni dio građevine. Kada je završena prva faza, ruši se zagat i radi drugi na suprotnoj strani (sl.34.1.-c). Unutar toga zagata izvede se druga faza građevine. Kod vrlo širokih rijeka može biti i više ovih faza izvođenja. Kada temelji objekta zauzimaju manji dio riječnog korita, kao što su npr. temelji mosta (sl.34.1.-d), zagatom se zagradi samo gradilišna jama pojedinog temelja. 34.1.1. NASUTI ZEMLJANI ZAGATI

SI. 34.1. Različiti tipovi izvođenja zagata u vodi: derivacija rijeke kroz optočni tunel HE Salakovac sa zagatima na ulazu i izlazu tunela (a), pregrađivanje i skretanje rijeke u tunel sa uzvodnim i nizvodnim zagatom (b), pregrađivanje rijeke u dvije faze (c), pojedinačni zagati oko stupova mosta (d), gdje je: optočni tunel (1), uzvodni i nizvodni tunelski zagati (2), injekcione zavjese (3), željeznička pruga (4), pumpe (P), cestovni tunel (5), iskop temelja (6), stupovi mosta (7), zagati oko temelja mosta (8). Zagati u vidu nasipa od zemljanih materijala koriste se kod malih dubina i brzina tekuće vode, jezera, inundacija i objekata zaštićenih od velikih brzina i udara valova. Generalno, pijesak ili šljunčani pijesak je

372

Temeljenje

367 Temeljenje


34. Zagati


najbolji materijal za zemljani zagat, koji se ugrađuje bagerima, ili refulira iz korita rijeke. Zagati od zemljanih materijala zauzimaju veliku površinu, jer su im nagibi kosina veoma blagi. Kroz zemljane zagate obavlja se procjeđivanje vode, sa uzvodne na nizvodnu stranu zagata, čime se stvara mogućnost erozije i iznošenje materijala iz zagata. Formiranjem filtracione mreže može se izračunati količina procijedne vode i predvidjeti opasnost od erozije (sl.34.2.-a). Radi sprečavanja filtracije vode izvodi se uzvodno zaštitni ekran od gline po pokosu zagata i/ili po tlu, čime se produžuje tok filtracije vode (sl.34.2.-b) i kontrolisano dreniraju u nizvodni kanal. Zagati se izvode od nasutih zemljanih ili kamenih materijala, drveta, čelika, armiranog betona i njihovih

SI.34.2. Procjeđivanje vode kroz propusni zagat (a), sa strujnim i ekvipotencijalnim linijama (1), te kontrolirano procjeđivanje kroz zagat sa glinenom zaštitom (2) i drenažnim kanalom (3) sa nizvodne strane zagata (b). kombinacija. Koji će se materijal primijeniti, ovisi od više elemenata, kao što su: blizina izvorišta materijala, tip zagata i mogućnosti njegove primjene, dubina, količina i brzina vode, terenski uslovi, način zaptivanja i sprečavanja flltracije vode kroz zagat i ispod njega itd. Osiguranje od udara valova i erozije u tekućoj vodi može se izvesti zaštitom pokosa zagata krupnijim šljunkom, lomljenim kamenom, geotekstilom i sl.(si.34.3.-a i b). Češći je slučaj izvođenja vodonepropusnih ekrana ili delova zagata sa vanjske strane (si.34.3.-c), ili unutar zagata, kao centralno vodonepropusno jezgro (sl.34.3.-d). Vodonepropusni ekrani, ili centralno jezgro, izvode se od gline, asfalta, glino - betona, ili betona. Nasutim zemljanim zagatima teško se "zatvara" u tekućim vodama zadnji dio koji se spaja sa obalom, zbog suženja korita rijeke i povećanja brzine tečenja vode. Isti je slučaj kod jezera i mora sa znatnom plimom i osekom. Kod ovih radova potrebno je primijeniti i druge tipove zagata na ovome kritičnom dijelu pregrađivanja korita rijeke. Kod ovog tipa zagata važno je njegovo stalno osmatranje za vrijeme cijelog perioda korištenja. Eventualne pukotine treba pažljivo zaptiti, a dijelove procurivanja zatvarati kamenim nasipom ili drenažnim cijevima.

372

Temeljenje

368 Temeljenje

34. Zagati za temeljenje u vodi


SI. 34.3. Tipični presjeci nasutih zemljanih zagata za zaštitu građevinske jame: nožica osigurana kamenim nabacaj em (a), pokos i nožica osigurana krupnim kamenim nabačajem (b), uzvodni dio zagata obezbijeđen glinenim materijalom (c), centralni vodonepropusni dio iskopan do stijenske podloge (dj, gdje je: kameni nabacaj (1), nabacaj sa osiguranjem pokosa (2), nepropusni dio zagata (3), propusni materijal od šljunka ili kamena (4), granica stijenskog masiva (5), rov iskopan u vodi (6).

®

©

Sl.34.4. Tipovi zagata od nasutog kamenog materijala: uzvodni vodozaptivni materijal (a), koso glineno jezgro (b), betonsko centralno jezgro (c), metalne talpe (d), gdje je: kameni nasip (1), vodozaptivni materijal (2), glineno jezgro (3), nepropusno tlo (4), propusne tlo (5), betonsko jezgro (6) i metalne talpe (7).

34.1.2. NASUTI KAMENI ZAGATI

Temeljenje

Temeljenje

377



Kameni nasip za zagate je sličan zemljanom zagatu po konstrukciji, samo je zbog veće stabilnosti ovoga materijala moguće pokose izvesti strmije, nego kod pokosa od zemljanih materijala. Slaganjem kamena na pokosu ove nagibe je moguće znatnije reducirati. Nedostatak zagata od kamenih materijala je njihova propusnost. Kod malih visina zagata vodonepropusnost se može obezbijediti nasipanjem glinovito-pjeskovitog materijala ili pepela sa uzvodne strane. Tečenjem vode popunit će se unutarnji dio zagata ovim materijalom, čime će se smanjiti vodopropusnost zagata (sl.34.4.-a). Adekvatnija su rješenja sa izradom uzvodnog ekrana od asfalt-betona ili betona kao kod brana (sl.35.15., 16 i 17.), te glinenog ili betonskog jezgra (sl.34.4.-b i c), kao i od metalnih talpi (sl.34.4.-d). Kod izrade zagata na suhom preporučljiva je izrada ekrana od gline, asfalta ili betona na vanjskoj uzvodnoj strani zagata. U osnovi se pregrađivanje rijeke vrši najprije sa nizvodnim dijelom nasipa od propusnog materijala (lomljeni kamen, krupni šljunak i slično). Zatim se podvodno iskopa rov sa ovoga dijela nasipa, sa kojeg se zatim sipa slabo propuštan glinovit ili pjeskovito prašinast materijal. Hidrostatski pritisak sabija ovaj materijal uz nasuti propusni dio zagata. Kada se pregrađuje cijelo korito, onda se na suženi dio bacaju krupni kameni ili betonski blokovi, koje voda neće odnijeti pri velikoj brzini. Ovo sve se izvodi u periodu najnižih vodostaja. Na slikama 34.5. i 34.6. dati su tipovi izvedenih zagata kombinovani sa kamenim i šljunkovitim materijalom. Kako bi se mogli kopati i betonirati temelji brane i ugrađivati glineno jezgro u koritu rijeke, skrenuta je rijeka Cetina u obilazne tunele izvedene u bokovima korita. Uzvodni nasip (sl.34.5.) rađen je istodobno sa obje obale rijeke i to sa krupnim kamenom (1), a paralelno sa ovim radom nasipan je sitni kameni materijal (ili šljunak) na uzvodnu kosinu ovog kamenog nasipa (2). Na ovaj način dobiven je filtarski prelaz između nasipa od krupnog kamena i uzvodne zone od glinovitog nepropusnog materijala (3). Za izgradnju pribranskog postrojenja Hidroelektrane Salakovac, pored izgradnje zagata na ulazu i izlazu tunela (sl.34.1.-a, 2.), izvedeni su uzvodni i nizvodni pomoćni kameni zagati (sl.34.1.-b, 2.), koji se zbog svoje složenosti i visine mogu uzeti kao pomoćne brane. Uzvodna brana visine je preko 15,0 m, obložena betonom na dijelu za prelivanje, a vodozaptivenost aluvijalnog materijala obezbijeđena je glineno—betonskom dijafragmom

Sl.34.5. Poprečni presjek temelja jezgre "Peruča", na Cetini: nasip od kamenog nabacaj a (1), nasip od sitnog kamenog materijala iz tunela (2), nasip od gline ugrađen pod vodom (3), zid od betona (4), betonska ploča sa dijelom glinenog centralnog jezgra brane (5), (Nonveiller, 1981). (sl.35.12.). Na slici 34.6. prikazanje nizvodni zagat od kamenog materijala (1) i šljunka (2), sa dijafragmom (3) i betonskim zidom (4), kao vodonepropusnim ekranom. Sa kote odakle počinje betonski zid izvedena je glineno betonska dijafragma, jer je na toj koti bila obezbijeđena dovoljna širina za rad stroja na iskopu šlica za dijafragmu.

SI. 34.6. Presjek nizvodnog zagata za zaštitu građevinske jame HE Salakovac: kameni nasip (1), šljunak (2), glineno betonska dijafragma (3), betonski zid (4), betonske ploče (5), injektiranje kontakta (6), slapište difuzora (7), glineni nabacaj (8), (Pavlović, Selimović i Katalinić, 1987).

34.1.3. Drveni zagati

Temeljenje

Temeljenje

377



Za manje radove, gdje su potrebni relativno niski zagati, tj. u vodi manje dubine i manjih pritisaka, mogu se koristiti drveni zagatni zidovi ili drveni sanduci. Najčešće se primjenjuju u rječnim koritima za temeljenje stubova mosta kada priboji - jednostruki zagati ne mogu izdržati velike pritiske ili ne mogu spriječiti doticanje vode u građevinsku jamu. Obično se drveni zagati kombinuju sa nasutim koherentnim ili nekoherentnim materijalom, koji onda zajedno čine jedinstven zaštitni zid, odnosno drveni zagat. Za male dubine vode, ili za rad na suhom pri niskom vodostaju, zagati mogu imati samo jedan drveni zid sa nasipom pored zida. Drveni zid može biti prema temeljnoj jami (sl.34.7.-a i b), kada mora biti zaštićen kamenim nabačajem i oblogom, ako se može izvesti u vodi, iii prema vodi (sl,34.7.-c). Drveni zid može se izvesti od horizontalnih talpi, za rad u suhom, oslonjenih na više načina (sl.34.7.-a, b i c), ili od vertikalno zabijenih talpi oslonjenih na horizontalne grede, a ove na drvene zabijene stubove (sl.34.7.-d i e). Drveni zagat u kombinaciji sa nasipom može se izvesti kao priboj - jednozidni zagat (sl.34.7.-f, g i h). U ovome slučaju postoji više načina izrade za nešto veće dubine vode i za rad u vodi. Neki od ovih navedenih tipova dati su na slici 34.7.

Sl.34.7. Jednostavni drveni i kombinovani zagati u plitkoj i srednje dubokoj vodi. Drveni zagat sa horizontalnim daskama, vertikalnim stubom i uzvodnim nasipom u plitkoj vodi (a), isto sa kosim daskama i potporom (b), zagat sa horizontalnim daskama i vertikalnim stubom i nizvodnim nasipom (c); tipovi zagata sa vertikalnim daskama i nasipom (d), te sa kosim daskama i stubovima (e); jednostruki zagati - priboji sa uzvodnim (f) i nizvodnim (g) nasipom sa oblogom te poduprti jednostruki zagat za dublje nivoe vode (h).

Kod većih dubina i pritisaka koriste se dvozidni ili trozidni drveni zagati i sa ispunom koherentnim ili nekoherentnim materijalom između zidova. Kada je zagat na suhom, koristi se zagat sa horizontalnim daskama, odnosno talpama

Temeljenje

Temeljenje

377



(sl.34.8.-a, b i c). Vezivanja zidova obavlja se na vrhu kliještima i/ili zategama po visini zagata. Zagat sa dva zida može se pojačati trećim zidom od horizontalnih talpi sa nizvodne strane (sl.34.8.-b) ili nabačajem sa spoljne strane (sl.34.8.-c).

®

®

©

Sl.34.8. Zagati sa horizontalnim talpama: dvostruki zid sa kliještima i čeličnim zategama (a), isto samo zagat sa tri zida i nasipom (b), zagat sa uzvodnim kamenim nabačajem (c).

Kada se zagat izvodi u tekućoj vodi, mora se raditi sa drvenim dvozidnim ili trozidnim zagatima sa pobijenim vertikalnim talpama (sl.34.9.). Pobijanjem vertikalnih talpi u propustljivo tlo smanjuje se proticaj vode ispod zagata i one mogu izdržati veće pritiske od horizontalnih talpi. udara vode i leda (si.34.10.). Ovaj tip zagata može da primi veće pritiske i obezbijedi bolju vodonepropusnost

Sl.34.9. Zagati sa dva (a) i tri (b) zida od vertikalno zahijenih talpi ispunjenih materijalom (a) i osigurani kamenim nabačajem (b) (Kostić, 1968). ispod zagata. Položaj dvozidnog i trozidnog zagata može biti tako postavljen da je na dovoljnom odstojanju od ruba građevinske jame ili treći zid ujedno čini zaštitu građevinske jame (sl.34.10.-b). U ovome posljednjem slučaju zagat može da primi manja opterećenja. Inače, drveni zagati mogu izdržati pritiske vode 5,0 - 7,0 m visine.

380

Temeljenje

Temeljenje

372



Sl.34.10. lagati od vertikalno zahijenih utorenih talpi - priboja: dvozidni zagat od priboja (a), trozidni zagat od priboja (b), sa ispunom od materijala i uzvodnim osiguranjem, kamenim nabačajem (Kostić, 1968).

20 mm ME -i,-200ттх150пш j-POOL. TAL PLOČICE NE STE GE н' ■'• -INASIP -JОАтт СТСЛСА i ., ....,i[ №

Trozidni zagati imaju veću stabilnost i manju vodopropusnost od dvozidnih. Po potrebi može se izvršiti uzvodno osiguranje kamenim nabačajem od Sl.34.11. Zagati od drvenih sanduka: izvedeni na licu mjesta (a), (White i Prentis, 1950), dopremljeni plutajući (b), (Nonveiller, 1981).

Za zaštitu građevinske jame na stjenovitoj i vodonepropusnoj podlozi i pri manjim visinama vode koriste se drveni sanduci napunjeni nepropusnim materijalom (sl.34.11.)- Na Ohio rijeci (White i Prentis, 1950) korištenje zagat tipa drvenog sanduka ispunjen i sa strane osiguran na preturanje nepropusnim materijalom (sl.34.11.-a). Prema Nonveiller-u (1981) drveni sanduci se naprave izvan rijeke i plivajući dopreme na mjesto izgradnje, a zatim opterete kamenom i potope na pripremljeno dno stjenovite podloge. Sanduci se sastoje od međusobno unakrsno spojenih greda (sl.34.1 l.-b). Dno je, također, sastavljeno od greda koje trebaju da izdrže opterećenje kamenom dok sanduk ne potone na dno. Nasipanjem nepropusnog materijala u vodu uz sanduk zaptije se spoj sanduka sa dnom. Dimenzije sanduka moraju biti takve da ne dođe do njegovog klizanja i prevrtanja. Na sanduk djeluje horizontalni pritisak tla (P a ) i vode (P w ) i neće nastubiti klizanje ako je zadovoljen uslov: (P A +P w )- F s =W-t gS, (34.1.) gdje je: Fs - faktor sigurnosti (koeficijent sigurnosti K s ) i uzima se da iznosi 1,5; б - ugao otpora klizanju sanduka po stjenovitoj podlozi. Do prevrtanja neće doći ako je širina sanduka tolika da rezultanta od sve tri sile iz jedn.34.1. prolazi kroz jezgro presjeka, tj.: W

~ = P „~+ P A ~,

o 3 3 a odatle širina sanduka je: B>2 P «- H + P « D . W

(34.2.)

(34.3.)

Prijašnjih decenija, na više velikih hidroenergetskih postrojenja, korišteni su zagati u vidu drvenih sanduka znatnih dimenzija. Tako su npr. na postrojenju "Dnjepostroj" na rijeci Dnjepru korišteni drveni sanduci širine 18,5 m i visine 13,0 m, podijeljeni u više ćelija veličine 2,0 х 3,0 m. (Nonveiller, 1981). Na brani

380

Temeljenje

Temeljenje

373



Boneville, na rijeci Columbia, u SAD (White i Prentis, 1950) korišteni su drveni sanduci širine 18,0 m i visine do 19,0 m, podijeljeni u ćelije dimenzija 3,60 х 3,60 m. Danas se ne koriste drveni zagati ovih dimenzija i upotrebljavaju se iznimno, ako nema drugog rješenja. . 34Л.4.\ ČELIČNI ZAGATI Čelični zagati za zaštitu građevinske jame izvode se sa jednim, dva, tri, a rijetko sa više zidova, od ravnih čeličnih talpi. Kod više zidova oni mogu biti paralelni među sobom i tako obrazuju potreban oblik zagata u osnovi. Ponekad je vanjski oblik zida drugačiji od unutarnjeg. Kružni oblik zagata sa unutarnjom ispunom daje ekonomično rješenje, jer su u ovome slučaju zidovi mnogo povoljnije napregnuti. Potrebna težina obezbjeđuje se materijalom nasutim u ćelije, a njegov pritisak preuzimaju sile zatezanja u vanjskoj čeličnoj membrani, odnosno vanjskom čeličnom zidu. Za manje dubine do 5,0 m izvode se i jednozidni čelični zagati - priboji sa nasipom i eventualnim pojačanim kamenim nabačajem. Najčešće su čelični zagati sa dva zida i ispunom između njih (sl.34.12.-a), a mogu se pojačavati nasipom ili kamenim nabačajem (sl.34.12.-b). Ovo posljednje dolazi u obzir kada su zagati pravi, pa ne postoji mogućnost da se prihvate veći pritisci vode i kada nema opasnosti od ovoga dodatnog opterećenja kosine građevinske jame. Stabilnost čeličnog zagata sa paralelnim zidom može se povećati bočnim podupiranjem. Na slici 34.12.-c, d dati su primjeri čeličnog zagata na stjenovitoj podlozi.

©

®

Sl.34.12. Tipovi dvozidnih čeličnih zagata: dvozidni zagat od delomično zabijenih čeličnih talpi sa ispunom (a), isto u propusnom tlu sa ojačanim nasipom (b). čelični zagat na. stenskom masivu (c), isto samo sa podlogom betona i vezom za masiv (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: metalne stege (1), čelične stege (2), nasip (3), beton (4), ankeri (5).

Čelični zagati u dubokoj vodi najčešće se izgrađuju od ravnih čeličnih talpi, međusobno povezanih u ćelije, sa kružnim, segmentnim ili drugim kombinovanim lučnim elementima u osnovi (sl.34.13.). Da bi se obezbijedilo membransko delovanja vanjskog dijela zagata, potrebno je obratiti pažnju pri zabijanju da ne dođe do iskakanja u spojevima, čime bi se eliminisalo preuzimanje vlačne sile od vertikalnog opterećenja.

380

Temeljenje

Temeljenje

374

XI Zagati i građevine od nasutih materijala_______________________________________

Ćelije se međusobno mogu povezati na različite načine. Na slici 34.13.-a,b prikazane su ćelije sa isprekidanim cilindrima sa istim ili različitim radijusom. Na spojevima cilindara zabijaju se posebne talpe u obliku slova T sa uglom na spojevina od 90°. Umjesto kružnih cilindara izvode se čelični zagati sa dijafragmama, koji imaju veću širinu, obično š = 2r ili š = 2r + a (sl.34.13.-c). Spojevi susjednih ćelija izvode se, također, od specijalnog T oblika, sa uglom od 120". Na ovaj način se izjednače vlačne sile na obodu cilindra i u dijafragmama.

Sl.34.13. Zagati sa međusobno povezanim kružno - cilindričnim ćelijama od čeličnih talpi: cilindrične ćelije međusobno povezane sa cilindrima manjeg radijusa (a), međusobno zasječene cilindrične ćelije (b), cilindrične ćelije sa dijafragmama (c), (Nonveiller, 1981). ©

®

______.___________________________________________

© 34. Zagati za temeljenje u vodi.

ekrani od bušenih i na licu mjesta izlivenih šipova, koji se međusobno dodiruju ili zasijecaju (sl.34.15.); (i i i ) dijafragme; (i v) zagati od međusobno povezanih cilindričnih armirano-betonskih ćelija i si.

Sl.34.14. Betonski zagati: čelične talpe i betonski zid (a), ravni betonski zid (b) i zasvedeni sa kontraforima (c). Kružno - cilindrični ćelijasti zagati su povoljniji sa aspekta stabilnosti, jer je svaka za sebe ćelija stabilna i može se puniti materijalom do vrha. Kod zagata sa lukovima i dijafragmama ne smiju se nasipati ćelije pojedinačno do vrha, već sukcesivno sa razlikama u visini do maksimum 1,0 - 1,5 m. Kod čeličnih zagata sa dijafragmom obično se pri rušenju jedne ćelije progresivno ruši i cijeli zagat. Najveći ekonomski radijus ćelija zagata je oko 10,0 m. Ćelije zagata treba pažljivo dimenzionirati na: (i ) pucanje cilindričnog plašta (membrane) u spojevima talpi, (i i ) klizanje, (i i i ) prevrtanje oko unutarnjeg ruba, (i v) smicanje zagata po vertikalnoj ravni kroz sredinu ćelija, (v) klizanje u bazi ćelije kroz tlo ili cjelokupne klizne površine ispod ćelije (vidjeti Nonveiller, 1981). Pijesak, šljunak, lomljeni kamen ili otpaci od opeke su pogodan materijal za popunu ćelija. Ćelijasti zagati mogu se koristiti na neravnom stjenovitom tlu, kao i na mehkoj glini, pijesku ili šljunku. 34.1.5. BETONSKI I ARMIRANO - BETONSKI ZAGA TI Betonski zagati koriste se u dubokoj vodi radi zaštite izrade temelja velikih hidrotelmičkih i drugih objekata, čija izgradnja duže traje. To su obično: (i ) ravni ili zasvedeni potporni zidovi, sa kontraforima ili bez njih (sl.34.14.); (i i ) podzemni Betonski zagati primjenjuju se u riječnim koritima sa krupnim samcima, kada je onemogućeno zabijanje čeličnih talpi. Ovakvi zagati obično imaju karakter potpornih zidova raznih oblika i temelje se duboko radi

384

Temeljenje

Temeljenje

375

vodopropustljivosti terena. Zbog ovoga česte su poteškoće oko izvođenja ovih betonskih zagata, te je danas njihova Primena sve rjeđa. Pomoću betonskih i/ili armirano-betonskih šipova većeg dijametra, bušeni i izliveni na licu mjesta, jedan do drugog ili zasječeni, izvode se podzemni ekrani za razne namjene, pa i kao zagatne stijene (sl.34.15.). Njihova Primena je najčešća u podzemlju za sprečavanje podzemnih voda i/ili kao nosivi dio konstrukcije (sl.30.13.). Za rad u vodi koristi se najčešće u kombinaciji sa nasipom od nevezanog materijala. Tehnologija izrade ovih šipova (Benoto) data je u tački 30.2.4.3.

©

©

©

Sl.34.15. Ekran od bušenih šipova kao zagatna stijena: šipovi na dodir (a), zasječeni šipovi (b) i šipovi u dva reda (c), gdje je: nearmirani prvoizvedeni šip (1), armiran šip (2), penetraciona zona (3). U tački 33.1.5. dat je opis izrade zagatnog zida od betonske ili armirano-betonske dijafragme. Za rad u vodi njihova Primena se kombinuje sa nasutim dijelovima zagata (sl.34.6.). Umjesto čeličnih cilindričnih ćelija koriste se i armirano-betonske ćelije za zagate hidrotehničkih objekata. Tako je za zagat Hidroelektrane Gorica, kod Trebinja, korišten ovaj tip zagata za zaštitu građevinske jame Brane Gorica (Bosna i Hercegovina). -Ш

®

i

ШШШ Ш

Sl.34.I6. Armirano-hetonski cilindri zagata za Hidrocentralu Gorica, na rijeci Trebišnjici: tlocrt (a) i podužni presjek (b) cilindara, te poprečni presjek zagata (c), gdje je: betonski cilindar (I), polucilindar (2), beton ispunjen između cilindara (Зј, kontrafor (4), zračna pumpa (5), zapuna od iskopanog materijala (6), betonska ploča (7), poklopna ploča (8), (Mikulec i Milutinović, 1973).

Prefabrikovani armirano - betonski cilindri dijametra 3,50 m i visine 3,80 m transportovani su kolicima sa mjesta izrade na obali do rijeke i kranom spušteni u rijeku, te plutajući dopremljeni na mjesto izgradnje zagata. Prije transporta vodom u unutrašnjost cilindra ugrađena su tri gumena cilindrična jastuka visine 1,20 m, koji su napumpani zrakom pod pritiskom od 0,15 bara. Nakon njihovog spuštanja ispumpana je voda sa šljunkom i cilindar oslonjen na stijenski masiv (sl.34.16.).

po

384

Temeljenje

Temeljenje

376

S obzirom da je bila potrebna visina zagata od 6,90 m, na ove cilindre oslonjeni su polucilindri, koji su razuprti na spojevima cilindara betonskim kontraforima. Oni su se mogli izvesti u suhom, jer je nakon prve faze postavljanja cilindara ispumpana voda iz građevinske jame (si.34.16.-c). Dno cilindra betonirano je pod vodom, a nakon njihovog punjenja iskopanim šljunčanim materijalom spojevi cilindara betonirani su, također, vodom. Hidrološki, hidraulički, morfološki, geološki, plovidbeni i drugi gradilišni uslovi utječu na izbor tipa zagata za zaštitu građevinske jame u koritu rijeka jezera. Na Hidroelektrani Salakovac i Grabovica na rijeci Neretvi, između Mostara i Jabfanice, korišteni su nasuti zagati od kamena i šljunka, u kombinaciji sa giinenobetonskom i armirano-betonskom dijafragmom, betonskim zidom injekcionom zavjesom u sredini nasipa. Pri gradnji hidroenergetskog i plovidbenog sistema Đerdap na Dunavu (Srbija) zbog velikih protoka, brzina dubina, te nestalnosti vodostaja korišteno je više tipova zagata: a) Nasip od šljunčanog i kamenitog materijala sa nepropusnim ekranom u sredini od zabijenih čeličnih talpi i kontinualne betonske dijafragme; b) ćelijasti zagat od zabijenih čeličnih talpi, sa šljunčano-pjeskovitom ispunom. Zagati su izvođeni u dvije etape. U prvoj etapi zagaćeni su priobalni dijelovi, a zatim središnji dio korita rijeke Dunava. Pregrađivanje Dunava izvedeno je uzvodnim zagatom, u drugoj fazi, kamenim i betonskim blokovima mase od 25 t. Ovaj kameni nasip poslužio je kao nožica za šljunčani zagat, sa zabijenim čeličnim talpama, kao vodozaptivnim elementima.

pod i

i

i

po

34.2. RAD POD ZAŠTITOM ZAGATA

o Kod

Iskop i betoniranje temelja, te Primena određene mehanizacije, ovisi veličini građevine, koja se štiti izabranim tipom zagata. Kod manjih objekata, odnosno zagata, jednostavnija je i manje mehanizovana organizacija na iskopu betoniranju temelja. Nakon izrade zagata ispumpa se voda iz zagaćenog prostora vrši iskop, osiguranje i ispumpavanje vode iz građevinske (temeljne) jame. manjih doticaja vode u temeljnu jamu betoniranje se vrši u suho, a nemogućnosti savladavanja većih doticaja vode betoniranje se vrši pod vodom. Kod velikih temeljnih jama, kao što su hidrotehnički objekti, potrebne su savremene metode iskopa, transporta i organizacije na većem prostoru i većim

i

384

kod

Temeljenje

i

Temeljenje

377

XI Zagati i građevine od nasutih materijala________________________________________

dubinama. Ovisno o uspješnosti izvedenih zagata i njihovoj zaptivenosti, doticaj vode u temeljnu jamu može biti lahko savladiv povremenim ili stalnim ispumpavanjem vode. Obično se iskop, betoniranje i drugi radovi odvijaju u suhom, a sistemom pumpnih postrojenja ispumpavaju procijedne vode. Npr.: iz dosta zaštićene građevinske jame Hidroelektrane Salakovac ispumpavano je samo 50 - 300 l/s, ovisno o hidrološkim prilikama područja.

©

®

. ________|__________________________ __________ 34. Zagati za temeljenje u vodi

proračun procijednih voda i kapaciteta pumpi; (i i ) proračun delova zagata, posebno talpi i drugih elemenata zagata; (i i i ) provjeru stabilnosti zagata na prevrtanje i klizanje, kako zagata, tako i prirodnog tla ispod njega. Za proračun zagata postoji više pojednostavljenih metoda, koje ovise o vrsti i tipu zagata. Neke od ovih metoda koje su poznate u literaturi obrazložit će se u narednom izlaganju. Proračun se u principu provodi na sličan način opisan u poglavlju 33., samo se šema opterećenja na zidove zagata delomično razlikuje.

Sl.34.17. Ispumpavanje vode iz temeljne jame: unutar zagata sa površine terena (a), spuštanje nivoa vode u tlu izvan građevinske jame (b), gdje je: beton (1), nasip (2), metalne talpe (3), kanal za pumpanje vode (4), cjevovodi za vodu (5), temeljna, jama (6), razupore (7). 34.3.1. IIIDROSTA T IC K EI HIDRODINAMIČKE SILE Zbog ispumpavanja vode iz temeljne jame javlja se razlika u nivoima vode iza i ispred zagata. Proračun strujnog pritiska, izazvanog tečenjem vode kroz tlo provodi se na bazi definisanja strujne mreže za svaki konkretni slučaj. Potrebna najmanja dubina (D) zabijanja talpi zagata određuje se također iz strujne mreže, na način da se zadovolji uslov za sigurnost od hidrauličkog sloma. Za neke slučajeve može se na jednostavan način dobiti potrebna dubina zagata. Pri kretanju vode sa većeg na niži nivo voda savladava otpore u tlu na putu (L) do nivoa u zaštićenom prostoru. Za stabilnost zemljišta uzima se najkraći put, koji daje najveći hidraulički pad (;х = Uslov sigurnosti sloma tla, uzimajući koeficijent sigurnosti (F s ), dat je poznatim izrazom (sl.34.18.): Y'

(34.4.) Ispumpavanje vode iz građevinske jame, koje počinje odmah nakon završetka zagata i protufiltracionih ekrana, veoma je značajno zbog ekonomičnosti rada bez prisustva vode, a uticajno je i na stabilnost zagata i cijele građevinske jame. Obično se zagati dimenzioniraju na manji rang voda (dvo, tro ili petogodišnji rang voda), jer bi na veći stepen osiguranja trebalo izgrađivati veoma visoke zagate. Radi ovoga se kod nekih zagata (nasutih) vrše osiguranja pokosa za slučaj prelijevanja i potapanja građevinske jame, a ostavljaju i posebni otvori, za eventualno kontrolisano upuštanje vode u građevinsku jamu. Nakon izgradnje zagata iz cjelokupnog prostora se sistemom pumpi ispumpa voda iz štićenog prostora do kote nešto niže od kote temeljenja. Sukcesivno sa iskopom temelja kopaju se i jame za usisnu korpu pumpe u temeljnoj jami i/ili u prostoru između zagata i temeljne jame (sl.34.17.-a). 34.3. DIMENZIONISANJE ZAGATA Dimenzionisanjem zagata treba obuhvatiti: (i ) hidraulički proračun,

378

Temeljenje

Temeljenje

389

kojim se defmiše potrebna najmanja dubina da ne dođe do hidrauličnog sloma, te Za slučajeve na slici 34.18. su najkraći filtracioni putevi (L) i najmanja širina (b), odnosno dubina (D) za:

ш.

G. N V.

o. N. V.

Sl.34.18. Šematski prikaz elemenata za hidraulički proračun: drveni zagat sa horizontalnim. talpama (a), zabijeni dvostruki zidovi zagata od čeličnih talpi (b), zagat sa tri zida čeličnih talpi (c).

®

379

Temeljenje

Temeljenje

389


34. Zagati za temelje

HH

у' (34.5.)

(34.6.) (34.7.)

(34.8.)

(34.9.)

(34.10.) a) L =b;i = —; — =-----— 4 b b yw-Fs te je širina (b ) da zadovolji stabilnost tla: H■Fу b) L2 = h + b + 2D; i ■■ H ■ F -v

H H h + b + 2D' h + b + 2D y w ■ F,

-h-b

a dubina zabijanja talpi: £> = 2 c) Lj = Д +a +

D2;

Dubina na nizvodnoj strani je: H- F t -y w r 2 TL = b + (h + D 2 - D 1 f ^.

D x +a + D2 y w -F s

н

-Д -a,

Kada je usvojena dubina (D), time je određen i hidraulički pad (i), te se mogu izračunati pritisci na zidove zagata. Kao i kod jednozidnog zagata - priboja i kod dvozidnog zagata može se odrediti hidrodinamički pritisak vode. Raspodjela pritisaka na zidove zagata može se definisati na više pojednostavljenih načina, od kojih će neki biti obrazloženi u narednom izlaganju. uzima se da djeluje do mjesta uklještenja i to raspodjeljen tako da pola djeluje na vanjski (1), a pola na unutarnji zid (2) zagata. Pritisci vode sa unutarnje strane ne uzimaju se u obzir, dok se pritisci od ispune između zidova uzimaju da djeluju jednako na oba zida i to, također, do mjesta uklještenja, sa trouglastom raspodelom pritiska po dubini (sl.34.19.-a). Realnije je uzeti raspodjelu pritiska prema slici 34.19.-b, posebno kod širokih zagata.

390

Temeljenje

Temeljenje

380


Sl.34.19. Šematski prikaz sistema i opterećenja zagata: statički uproščeni sistem i opterećenje zagata (a), realniji pritisci ispune na zidove zagata (b).

Prema pretpostavljenom statičkom sistemu i opterećenju na slici 34.19. izračuna se sila u zatezi (Z) i momenti savijanja konzoino ukliještenih zidova, na bazi izjednačavanja deformacija oba zida u vrhu, tj.: б Г =б 2 . Sistem je jedan put statički neodređen i za nepoznatu uzima se sila (Z) u zatezi (kliještima). Deformacije zida I (5,) i 2 (<52) poznate u teoriji elastičnosti su: 34.3.2. PRORAČUN DELOVA ZAGATA Talpe su najvažniji elementi zagata koje treba dimenzionirati. Kod drvenih zagata dozvoljava se jednostavan i približan način tretiranja, kako opterećenja tako i rada konstrukcije. Talpe su izložene savijanju i za njihovo Dimenzionisanje iznalazi se najveći moment savijanja. Kada su drvene talpe u zidu zagata postavljene horizontalno, njihovo Dimenzionisanje je jednostavno. Proračuna se najveći moment savijanja talpe, oslonjene na jednak razmak vertikalnih stubova, a za opterećenje vodom i tlom. Kod dvozidnog drvenog zagata uzima se da su talpe u dva zida međusobno zglobno vezane klještima na vrhu zagata. Statički se pretpostavlja da se zagat sastoji od dva zida ukliještena u tlo na D - 1,0 m dubine, a u vrhu vezana zategom opterećenom samo aksijalnom silom zatezanja. Pritisak vode sa spoljnje strane 1 5.= Pi 30 Eh (H + D)4 7{H + DJ (34.11.) 1 3 30 Рг------ZZ-----------

Z

"

gdje je opterećenje na mjestu uklještenja:

(34.12.) Pw , Р 1 = Ј ^- Ра-> P2=-Y+Pa>* E- modul elastičnosti; / , i I 2 - momenti inercije talpi i i 2. Izjednačenje deformacija, uz zanemarivanje istezanja u zatezi, dobije se nakon sređivanja sila u zatezi: Pu.

390

Temeljenje

Temeljenje

381



H + D p 2 -l l -p l - I 2 10 Momenti savijanja za oba zida na mjestu uklještenja su: Pi

Iz ovih izraza za momente savijanja dobit ćemo M 2 > M,, a time i debljinu d 2 >d l . Obično se usvajaju iste dimenzije talpi, zbog čega je ispravnije uzeti /ј = /2, sa silom u zatezi:

) i M 2 =M

^l + Z(H + D

392

H + D

t - Z( H

+

D)

Temeljenje

Sl.34.20. Zagat sa dva reda zabijenih talpi sa nasipom i zategom, sa razuporama (Ру,Р2,Р3); poprečni presjek sa oznakama (a), šema opterećenja za proračun uzvodnog (vanjskog) zida (b), šema opterećenja za -nizvodni zid (c), gdje su dijagrami: hidrostatskog pritiska (1), aktivnog (2) i pasivnog pritiska (3) (Nonveiller, 1981).

382 Temeljenje



(34.13.)

(34.14.)

(34.15.)

392

Temeljenje

383 Temeljenje


©

®


©

te je: z _p a (H + D) 10

392

Temeljenje

384 Temeljenje

i građevine od nasutih materijala


(34.16.) Potrebna debljina talpe (drvene) bit će: 6M 2 b-a

392

d=

Temeljenje

Temeljenje385



(34.17.)

392

Temeljenje

386 Temeljenje



Postoje i druge šeme opterećenja za proračun delova zagatne konstrukcije i u literaturi se preporučuje Krevjeva (Kreijeva) šema opterećenja za čelične zagate (sl.34.21.) gdje je b širina od 1,00 m, a cr - dopušteni napon za materijal talpe. Dubina zabijanja, koja je potrebna radi statičke stabilnosti tla ispod zagata, može se provjeriti i drugim šemama opterećenja koja su data u svjetskoj literaturi. Na slici 34.20. dati su dijagrami opterećenja na zidove

zid zagata, na

Sl.34.21. Šema opterećenja dvozidnog zagata po Кгеуји: presjek i dimenzije zagata (a), opterećenje na vanjski (b) i unutarnji zid zagata (c), (Kostić, 1968). zagata, pretpostavljajući svođno delovanje, kao u silosu za žito. U uskom prostoru između zidova zagata dijagram aktivnog pritiska (p A ) se reducira. Do dubine gdje kritična ravan sloma, Вг

pod uglom (p = 45° + ^ , siječe od polovice širine zagata dubini Dc = tg 45° + % , aktivni pritisak raste linearno (sl.34.20.-b i c). Od A

ove dubine aktivni pritisak ima konstantnu veličinu na vanjskom i unutarnjem zidu zagata. Također se pretpostavlja da hidrostatski pritisak unutar zagata djeluje na van s
J ' > a drugom polovicom na unutarnji zid polovicom intenziteta

392

Temeljenje

387 Temeljenje


©

®


©

zagat a. Sile u zateg ama (Z) i u razup oram a račun aju se na prije iznes en način kod prora čuna anker a i sila u razup oram a. Ovak av prora čun provo di se običn o kod čelič nih zagat a, dok se za drven e zagat e primj enjuj u iznes ene pojed nosta vljen e šeme opter ećenj a.

392

Temeljenje

388 Temeljenje


XI Zagati i građevine od nasutih materijala__________________________________________

Sa opterećenjem sa slike 34.21. određuju se momenti savijanja zida 1. i 2. i dimenzionira analogno prethodnim slučajevima. Tačniji proračuni provode se prema teoriji koja uzima u obzir deformacije zidova, raspodjelu pritisaka duž zidova koja odgovara deformacijama, uzimajući u obzir otpornosti tla i između zidova zagata. 34.3.3. PROVJERA STABILNOSTI ZAGATA Zagat treba da zadovolji uslove stabilnosti, kako sama njegova konstrukcija, tako i zagat zajedno sa tlom, koje je izloženo opterećenjima od pritiska vode i tla. Stabilnost tijela zagata provjerava se na: (i ) klizanje po podlozi, (i i ) prevrtanje oko unutrašnjeg ruba, a kod ćelijastih zagata i (Hi ) pucanje cilindra po spojevima između čeličnih talpi, te (i v ) smicanje zagata po vertikalnoj ravni. Provjera stabilnosti zagata i tla sa zagatom vrši se na sličan način kao i kod ostalih potpornih konstrukcija, odnosno klizanja kosina. S obzirom na zajedničko delovanje dva zida i ispune između njih, lahko je uočljivo daje moguće ostvariti dovoljnu sigurnost i dovoljne otpore za ravnotežu sila koje djeluju na zagat. Problemi mogu nastubiti kod uskih, a visokih zagata. U ovome slučaju potrebno je talpe zabiti dublje kako bi se aktivirao što veći otpor tla iza oba zida zagata. Kod jednostavnih slučajeva, kao što su npr. drveni zagati sa horizontalnim talpama, ili zagati na čvrstoj podlozi, mogu se na jednostavan način provjeriti stabilnost na prevrtanje i klizanje, odnosno smicanje po tlu (si.34.22.-a, b). Prevrtanja oko tačke O (sl.34.22.-a), koje izaziva pritisak vode (p w ), ili pritisak vode i aktivni pritisak (p w i p A ) na zagat (sl.34.22.-b), dobije se iz uslova: a) Mv = P„ ■

■-rw-

•■Yw-

ч 1 (34.18.) а H _

3 н_

3

2 3

SI.34.22. Opterećenje zagata za ispitivanje stabilnosti: drveni zagat sa horizontalnim talpama (a), zagat oslonjen na stijenski masiv (b), zagat sa zabijenim ialpama (c). b) M у = Pw ~ + PA ~ = у w

M V =Y K

6

6

^

~f + 6

+\

Y ■ D 2 • KA -:

Z \ Y D"K A ^ W H'

+Y-D 3

-KA]

-yr| = |/ttV,;

> Moment unutarnjih sila: a)A*.=G-| = *-W

b) M„ = (C, + C,)-| = [b(H - D)-yt н- b-D-

(34.19.)

M„=y[(//-D)-yi+D-y] a)Fs

> Uslov stabilnosti bit će ispunjen ako je koeficijent sigurnosti:

(34.20.)

-^- = 1,50-2,00; b) F = ^ = 1,50-2,00.

(34.21.) 394

Temeljenje

(34.22.)

Temeljenje

389



Sigurnost na smicanje, odnosno klizanje ispituje se na kontaktu sa tlom (sl.34.22.-a), odnosno na kontaktu sa čvrstom podlogom (si.34.22.-b). Vanjskim horizontalnim silama ( Pw, odnosno P„ + PA) treba da se suprotstavi sila trenja: a)T = G - f = b-H-yrtg(p; b)T = (G, + G2)• / = [b(H -D)- Y ,+D- Y ] tgtp. Vanjske horizontalne sile prema skicama (34.22.-a, b) su: H2 a) Pw = y„. b)P„ + PA=Y„~+2Yr°

Ka

-

IX =° > Moment vanjskih sila:

394

Temeljenje

Temeljenje

390



Da bi postojala stabilnost na smicanje, faktor sigurnosti treba da iznosi: T 2b-Yrt8

T

> (34.23.) b) F5

394

[b(H-P)-y, +D- y] -t g(p

P,„ + Pa

Temeljenje

Temeljenje

391


34. Zagati za temelje

neposrednoj blizini unutarnjeg zida zagata (si.34.23.-b). Ova ispitivanja provode se prema metodama datim kod razmatranja stabilnosti prirodnih padina i kosina (pogl. VI). Na slici 34.23. dat je šematski prikaz ispitivanja tla po kružnoj kliznoj površini.

SI.34.23. Šematski prikaz ispitivanja stabilnosti zagata sa tlom, pomoću kružno — cilindrične ravni: dvozidni zagat sa elementima za ispitivanje stabilnosti (a), dvozidni zagat sa temeljnom jamom do unutarnjeg zida (b), trozidni zagat (c). I ovaj faktor sigurnosti ili koeficijent sigurnosti K s može iznositi od 1,5 -2,5, što ovisi o trajnosti zagata, značaju objekta, osobinama tla, hidrološkim i drugim gradilišnim uslovima. U slučaju zagata sa paralelnim zidovima zabijenim u slabo vezano tlo (sl .34.22.-c) treba također provjeriti sigurnost na smicanje i prevrtanje. Iz uslova ravnoteže horizontalnih unutarnjih (Pu) i vanjskih (Pv) sila dobije se faktor sigurnosti (Fs) na smicanje (klizanje) po horizontalnoj ravni kroz tačku O, u obliku:

(34.24.) У

Р

1 Pw+2Pv

Pp+T

F,

gdje je: >

pritisak vode: lPw=-yw-H2; 2Pw=H-D-yw; Pp=\{pp-Pa)-D=

>

sila trenja: T = (G, + G2) tg(p; Gl = b - H ■ у.; G 2 = b D - у;

(34.25.) > pasivni otpor tla: ---Г-D2

2 45°+% )-tg2 Ovako dobiveni faktor (koeficijent) sigurnosti treba da se nalazi između 1,50 i 2,00. =() Iz uslova dobije se faktor sigurnosti na prevrtanje oko tačke O (sl.34.22.-c), tj.:

Y

j

M

o

M Fs =—*-> 1,50- 2,00; Mv

(34.26.) gdje je: v. У •H2 ( H \ n' >л > moment vanjskih sila: Mv = --------[ D + — \ + y w - H Iz momenata vanjskih sila (M V ) i momenta unutarnjih sila (Mu), oko centra rotacije O (sl.34.23.-a) dobit će se koeficijent sigurnosti (Fs) na klizanje po kružnoj površini u poznatom obliku: M

(34.28.) F =—*-> 1,50-2,00;

gdje je: 392

Temeljenje

397 Temeljenje


> moment unutarnjih sila otpora: Mu = T - r = T\ V

2J

[ 2

> moment unutarnjih sila: M u= ( G I +G 2)- — +PP ~ ;

Pp=\iPp-PaW> pasivni otpor tla:

2

393

°+УЛ-Ц \ 4?-%

45

2

Temeljenje

397 Temeljenje


>

394

Temeljenje

397 Temeljenje


(34.27.)

395

Temeljenje

397 Temeljenje


> moment vanjskih sila: Mv - P«(^~^ + ~^ > sila trenja: T = (G, + G2)tg(p > masa ispune i tla: G = G, + G2 = b - H ■ у. +

396

Temeljenje

397 Temeljenje


D r2nЛ 2r~ + 2 2

V(34.29.) > težina tla i nasipa: G, = b ■ H ■ yt; G 2 = b D y . j Stabilnost zagata protiv prevrtanja i klizanja po pretpostavljenim kliznim ravnima treba provjeriti, posebno kada se temeljna jama nalazi u > masa vode: Pw=Yw

J

Ovako dobiven koeficijent sigurnosti ne treba biti veći od 1,50 - 2,00. Ćelijaste čelične (i betonske) zagate treba, pored provjere stabilnosti na prevrtanje i klizanje, dimenzionirati i na pucanje cilindričnog omota po

397

Temeljenje

397 Temeljenje



spojevima talpi i na smicanje zagata po vertikalnoj ravni kroz sredinu ćelije. Prema slici 34.24.-a može se za element površine Д, obima O i visine dz napisati, iz uslova ravnoteže izraz u obliku: А- у- dz = A- {a v +dcr v )- A a y +O .T. ; ili h

A(ov

+y- dz)=A(a v + dav + O.K0 -a v t g5\ - (34.30.) jer je :

v n =K 0 - cr v ;

Tzh

= K 0 -cr v - tg5;c = 0.

Usvajajući odnos: Z=

r. (34.35.) Najveća vlačna sila pojavljuje se na dnu zagata ako je na stjenovitoj podlozi (sl.34.24.-a). Kada su talpe zabijene u tlo, pasivni otpor smanjuje vlačnu silu za oko 0,25 H od terena (si.34.24.-b). Vlačna sila, koju mogu izdržati talpe na spoju, iznosi 20 - 30 ^V/ 2 , što ovisi o tipu spoja talpe (Nonveiller, 1981). Ove
h

podatke obično daju proizvođači čeličnih talpi. Iz uslova ravnoteže horizontalnih sila (P W ,T,P P ) može se dobiti izraz za koeficijent sigurnosti (f s ) na smicanje (klizanje) u obliku (sl.34.24.-c): M — ^ — ^71

r

O 2rn ~ 2 ' dobije se, nakon sređivanja, diferencijalna jednadžba ravnoteže u obliku:

___M________

dz

398

Temeljenje

Temeljenje

399



(34.31.)

(34.32.)

399

Temeljenje

Temeljenje

399



odnosno:

400

Temeljenje

Temeljenje

399



F

;-л

,=Г+Р

т+рв

F =

401

- -2-,

Temeljenje

Temeljenje

399



(34.36.) a horizontalni napon:

Rješenjem jednadžbe 34.32. dobije se izraz za vertikalni napon м м -^■z-tgsl 1-e , " K0tgS

SI. 34.24. Mogući mehanizmi sloma i smicanja cilindričnih zagata: na stenskom masivu sa diferencijalnim elementima (a), zabijen zagat sa vlačnom silom Z na 0,75 H (b), smicanje zagata po podlozi (c).

402

Temeljenje

Temeljenje

399



l -e M tgS

403

Temeljenje

Temeljenje

399



(34.33.)

(34.34.)

404

Temeljenje

Temeljenje

399



gdje je:

В 2л

(34.37.)

> sila smicanja: T = G ■ tg(p + c 1 >

9

I------

pasivni otpor tla: P P =—y- DK P + 2cD*jKP

>

masa zagata: G = B■ H - Y i \ 1 , > masa vode: Pw - —Y W H ■ >

Za ovaj uslov ravnoteže uzeta je sila na jedinicu dužine zagata u horizontalnom smjera. Za smicanje po podlozi odabire se koeficijent sigurnosti iznad 1,25. Sigurnost na smicanje može se povećati povećanjem širine zagata (B) ili dodatnim opterećenjem nasipom sa nizvodne strane (si.34.24.-c). Sigurnost ćelijastog zagata na prevrtanje (si.32.25.-a) postiže se ako je širina zagata (B ) tolika da se ne pojavljuju viačni naponi na uzvodnoj strani u ravni temelja. U ovome slučaju rezultanta svih sila prolazi kroz jezgro presjeka, odnosno u krajnjem slučaju kroz ivicu jezgra udaljena B/^ od sredine zagata, pa će prema ravnoteži momenta oko tačke O biti: F,- P w -z-H- B-Y r

405

Temeljenje

Temeljenje

399


^~т

6

406

}

в- (р

Р

- р

А


у^=о,

3

Temeljenje

Temeljenje

399



(34.38.) odnos no koefi cijent sigur nosti: Koeficijent K0 uzima se da iznosi 0,8, a ugao б = 38" -40°, za ispunu od šljunka. Vlačna sila u prstenu, na jedinicu visine, bit će:

407

Temeljenje

Temeljenje

399


FR

408


=

Temeljenje

Temeljenje

399


n-B- y.~

409


B + T x -B± i f P - P A l _ 6

Temeljenje

Temeljenje

399



p_

3

410

Temeljenje

Temeljenje

399



(34.39.)

411

Temeljenje

Temeljenje

399


Ako zanemarimo učešće sile Ti, koja nastaje zbog aktivnog pritiska sa vanjske strane zagata, bit će izraz za širinu zagata:

20* 30* 40* 50" Sl.34.25. Mogući mehanizmi sloma i prevrtanja cilindričnog zagata: prevrtanje ćelije oko nizvodne stope (a), smicanje kroz ćeliju (b), klizanje i prevrtanje ćelije u bazi prema Brinch Hansenu (1953) sa šemom sila i plohom sloma (c), poligon sila za proračun koeficijenta sigurnosti (d), dijagram koeficijenata C i ugla B, ovisno o uglu
(34.43.) Za ovaj slučaj usvajamo faktor sigurnosti između 1,10 i 1,25 (Nonveiller, 1981). Smicanje zagata po vertikalnoj ravni kroz njegovu sredinu potrebno je provjeriti prema crtežu na slici 34.25.-b. Raspodjela napona od momenta Pw ■ z na bazu ćelije data je na istoj skici, iz koje proizlazi izraz za ravnotežu sa faktorom sigurnosti (F s ) u obliku: F■■z- P =- -B- V, 3

(34.44.)

odnosno vertikalna sila: 2B ?djeje:

412

Temeljenje

401


Ukupna sila otpora smicanja u ravni simetrije bit će:

т3=,т3+,т3,

[Т3 - otpor smicanja u ispuni ćelijastog zagata; ,T3 - otpor smicanja na spojevima talpi.

413

Temeljenje

401


(34.45.) Sigurnost na prevrtanje može se izračunati iz otpornosti tla na trenje u zagatu (T 2 ), koja sprečava da se zagat izdigne na vanjskoj strani, gdje djeluje hidrostatsko opterećenje (sl.34.25.-a). Sila trenja uz stijenske ćelije bit će: T2 = P w - f (34.40.) Za koeficijent trenja između stijenke zagata i materijala može se uzeti da

414

Temeljenje

401


gdje je:

415

Temeljenje

401


Otpor smicanja u ispuni zagata bit će:

Cft =

°VKA

Yi: ■ H ■ KA' - horizontalni napon na element ispune; cr v = у ■ H - vertikalni napon na element

ispune na dubini H;

416

Temeljenje

401


(34.46.) te je iz uslova ravnoteže:

ili:

417

Temeljenje

401


f = tg\

P K - tg -<р, | + 7 i

V6

P

F.

418

Temeljenje

401


■B.

419

Temeljenje

401


■в=о,

420

Temeljenje

401


(34.41.)

(34.42.)

421

Temeljenje

401


K.

----—-r- crv 2-cos q>

koeficijent bočnog pritiska dobiven iz razmatranja

elementa tla ispune na simetriji zagata, sa vertikalnim

(ст„), horizontalnim (ст ) i smičućim naponima (т), putem Mohrove kružnice sloma (Nonveiller, 1981). Iz ovih podataka proizlazi ukupni otpor smicanju ispune: ,Т 3 =± у г Н 2 - К А Ч Prema literaturi (Nonveiller, 1981), iskustvima i mjerenjima na izgrađenim zagatima uzima se da ukupna vlačna sila (Z) na spojevima talpi iznosi polovicu А

(34.47.) 3 aktivnog pritiska pri dnu ćelije, pomnožena sa — slobodne visine (sl.34.25.-b), tj.: 4 R (34.48.) 2* 4Ч ' " 2 odakle je sila trenja na spojevima talpi: (34.49.) tT3=Z-f. Izjednačenjem vertikalne sile V (jedn.34.44.) i sile trenja Г3 (jedn. 34.45.) dobit će se faktor (koeficijent) sigurnosti za otpor smicanja zagata u ravni simetrije u obliku: (34.50.) F_tei__. * h5- z -Pw Uvrštavajući izraze za јГ3 (jedn.34.47.) i ,Г3 (jedn.34.49.) u jednadžbu 34.50. dobije se faktor sigurnosti, koji treba da bude između 1,10 i 1,25. Brinch Hansen (1953) je dokazao da zagat klizi i prevrće se po konveksnoj kliznoj površini koja se obično aproksimira logaritamskom spiralom (sl.34.25.-c). Na zagat djeluju horizontalne sile od hidrostatskog pritiska (Рк) i aktivnog pritiska (PA) na dio ukopanog zagata i to u istom smjeru, a masa zagata (C) iznad klizne površine i pasivni otpor tla (p p ) ukopanog zagata na nizvodnoj strani u suprotnom smjeru od hidrostatskog pritiska. Usvajajući više kliznih ravni u spiralnom obliku, može se pomoću poligona sila (sl.34.25.-d) dobiti najmanji mogući otpor ( w P f ). Faktor sigurnosti protiv prevrtanja i klizanja zagata ustanovljuje se kao odnos između moguće veličine horizontalnih sila ( w P f ) i stvarnog hidrostatskog pritiska p (34.51.)

F=^-. Pw

Pomoću približne metode, koje su dali Jelinek i Ostermaver (1967), može se konstruisati pol spirale ( O ) i iznaći težina odsječka između logaritamske spirale i tetive A - B (si.34.25.-c). Kroz tačku A povuče se pravac pod uglom a = 45" - ^ i radijus vektor (r0) iz tačke B pod uglom fi . Na dijagramu slike 34.25.-e data je ovisnost ugla fi o uglu smicanja materijala ispune ili tla {(p) u koje su zabijene talpe. Na istom dijagramu dat je i koeficijent C pomoću kojeg se izračuna masa tla između odsječka A -B i spirale pomoću izraza: Wr=y-B2-C. (34.52.) Ukupna masa materijala iznad plohe sloma u obliku spirale, bit će: W =^у-В-(н +D-BC). (34.53.) Ispuna zagata je obično od šljunkovito-pjeskovitog materijala ili lomijcnog kamena. Zbog filtriranja vode kroz zagat treba na nizvodnoj strani ćelije obezbijediti dovoljan broj drenažnih otvora radi slobodnog oticanja vode, Čime se sprečava pojava uzgona i strujnog pritiska. Ovi drenažni otvori moraju biti zaštićeni filtarskim slojem, kako ne bi došlo do ispiranja finih čestica iz ispune. Na bazi iskustvenih podataka prosječna linija zasićenja u propusnoj ispuni ima nagib 1:1, ako sa unutrašnje strane ima dovoljan broj drenažnih otvora. Ako ovo nije slučaj, nagib se uzima da iznosi 1:2. U jednadžbe koje tretiraju ispunu jediničnu težinu treba uzeti za zasićeni (yz) materijal iznad linije zasićenja i potopljenu (7') ispod ove linije. Temeljenje u vodi bez zagata izvodi se na već opisani način pomoću bunara, kesona i šipova. 35. Građevine od nasutih materijala

422

Temeljenje

401


35. GRAĐEVINE OD NASUTIH MATERIJALA Pod nasutim materijalom ovdje podrazumijevamo sve vrste lomljenog kamena, kamena drobljenca, kamene sitneži, šljunka, pijeska, gline, zemlje i njihovih mješavina. Oni mogu biti prirodni ili vještački pripremljeni rasuti materijali, koji se na prikladan način ugrađuju mehaničkim zbijanjem unutar poprečnog presjeka zemljanog, zemljano - kamenog, ili kamenog nasutog objekta. Građevine, odnosno vještački objekti od ovih nasutih materijala, mogu imati razne namjene, čemu je prilagođen raspored ovih materijala unutar poprečnog presjeka objekta. 35.1. UVOD, DEFINICIJE I HISTORIJA GRAĐENJA Danas se najčešće pod pojmom nasutih građevina podrazumijevaju veliki nasipi za razne potrebe u građevinarstvu i rudarstvu, i brane kao stalne ili privremene građevine, kojima se pregrađuje riječno korito radi akumuliranja vode za dobivanje energije, natapanje, reguliranje protoka, snabdijevanje vodom kao i za druge višenamjenske svrhe. Posljednjih decenija brane se izvode za flotaciju jalovine ili za odlaganje rudarskog otpada. Nasutim kamenim ili zemljanim materijalima vrše se razna nasipanja sa ciljem stvaranja solidne podloge građevinama, a za ta nasipanja važe određena pravila kao i kod izrade nasipa i brana. Današnji stepen nauke i tehnike izvođenja objekata od nasutih materijala omogućio je izvođenje velikih nasipa i brana u relativno kratkom vremenu građenja uz sve povoljnosti koje pružaju ovakvi lokalni materijali i terenski uslovi. U poprečnom presjeku nasipi su trapezastog oblika, a visina nasipa, širina u kruni i u temeljima nasipa ovisi o namjeni, vrsti materijala, pokosima, načinu građenja, podlozi, i o potrebnoj sigurnosti od sloma kosina i eroziji. U osnovi, pod nasipima podrazumijevamo vrlo dugačke nasute objekte relativno male visine, a koji služe za regulaciju vodnih tokova i izgradnju saobraćajnica. Nasute brane su kratki visoki nasipi kojima se pregrađuju vodni tokovi i doline u cilju akumuliranja voda za različite potrebe. Prema međunarodnoj klasifikaciji postoje visoke i niske brane. Visoke brane su prema definiciji one kojima je visina od temelja do krune brane viša od 15,0 m, odnosno one više od 10,0 m, ako su duže od 500 m po kruni; ako jezero sadrži više od 100.000 m3 vode, ili ako preko preljeva treba propustiti više od з / 2.000 /s - I brane na kompliciranim terenima ili koje imaju druge izuzetne karakteristike smatraju se visokim branama (Nonveiller, 1983). Pomoćne ili privremene brane, služe za skretanje rijeka u fazi građenja brana i spadaju u kategorije visokih brana, ako njihove dimenzije i druge karakteristike se uklapaju u navedene Kriterijume (sl.35.12.). Prilikom eventualnog prelivanja i rušenja ovih brana dolazi do plavljenja samoga gradilišta, što može imati dalekosežne posljedice i za šire nizvodno područje. Niske brane su prema definiciji sve one brane niže od 15,0 m, odnosno 10,0 m. Obično su to privremene ili stalne građevine koje skreću vodu iz prirodnog korita pri temeljenju objekata u kanale za navodnjavanje ili služe za regulaciju korita i si. Ovdje spadaju razni odbrambeni dugački nasipi uzduž rijeka kojima se sprečavaju poplave i samo su povremeno izloženi maksimalnom opterećenju. Kao i kod mnogih inženjerskih konstrukcija, tako i kod nasipa, posebno brana, osnova za projektovanje je prethodno saznanje i moć analitičkog studiranja. Posebno gradilišni uslovi imaju veći uticaj na projektovanje brana nego kod mnogih drugih inženjerskih konstrukcija. Na datom gradilištu obično je moguće isprojektovati različite tipove brana koje mogu zadovoljiti i sigurnosne i ekonomske uslove, te postoje široke mogućnosti da inženjer varijantiše i usvoji najpovoljnije rješenje. Količina, tipovi i lokacije materijala za izvođenje nasipa, odnosno brana, mogu imati dominantnu ulogu na rješenje kao i prirodni uslovi temeljenja, klime regiona, te rok građenja, veličina i oblik doline. Ovim poglavljem bit će pretežno razmatrane nasute niske i visoke brane, koje se grade od rasutih materijala kao i nasipi za druge namjene koji se detaljnije izučavaju u drugim građevinsko - tehničkim disciplinama. Pored poznatih termina: kruna, kosina, os, bokovi, temelj i tijelo brane, koristit će se u ovim izlaganjima i pojmovi: visina brane, visina i kota uspora. Visina brane uzima se da je jednaka odstojanju između prvobitnog nivoa terena i najviše kote krune brane ili alternativno: odnos između dna iskopa za temelje u osi brane i krune brane. Visina uspora je razlika visine između srednjeg ili minimalnog nivoa vode u vodotoku prije građenja objekta i najvišeg računskog nivoa vode u budućem jezeru. Kota uspora je nivo vode u akumulaciji na uzvodnoj strani brane (Nonveiller, 1983).

423

Temeljenje

401


Historijski začetak pregrađivanja rijeka vezuje se za dabrove, koji su prije čovjeka pravili usporne brane. Veoma spretnim obaranjem stabala na poprečni tok rijeke stvarali su prepreku od stabala i granja i pri tome formirali vještačko jezero potrebno za njihov život. Najstarije organizovane zajednice prošlih civilizacija boravile su u dolinama rijeka, gdje su koristile prirodni tok vode za poljoprivredne kulture i životnu egzistenciju. Kada prirodni tok nije zadovoljio veću proizvodnju hrane, pravili su nasipe za zaštitu od poplava i kanale za regulaciju i transport vode za natapanje. Historija je zabilježila da su Sumeri, prije 8500 godina u Mezopotamiji, organizovano natapali zemljište u sušnim periodima i branili se od poplava u 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 poplava, brzu odvodnju, odnosno natapanje, za stoje bilo potrebno imati tehničkog umijeća. Tradicija zahvata prirodnog vodnog toka za poboljšanje uslova korištenja poljoprivrednog zemljišta, na bazi čega se razvijala naša civilizacija od najstarijih vremena, vezana je ne samo za Srednji Istok, već i za Indiju, Kinu, Japan, Spaniju i mnoga druga mjesta u svijetu. U državi Madras, u Indiji, izgrađeno je npr., između 500. i 1800. godine n.e., oko 20.000 pretežno nasutih brana za regulaciju dotoka vode za navodnjavanje (Nonveiller, 1983). Veliki broj ovih brana i akumulacija još i danas služi prvobitnoj namjeni. U Kini i Japanu, gdje su za uzgajanje riže potrebne velike količine vode, ima više hiljada starih brana, od kojih su mnoge i danas aktivne. Rimljani su od davnina poznati kao iskusni hidrotehnički graditelji, posebno u domenu izgradnje vodovoda za snabdijevanje naselja vodom. U prvom i drugom stoljeću n.e., Rimljani su izgradili, u blizini mjesta Merida, dvije zemljane brane, za snabdijevanje vodom iz vještačke akumulacije sadržine 3,5 hm3, odnosno 10,0 hm3. Zemljane brane visine su 12,0 m i 20,0 m, dužine 427,0 m, odnosno 200,0 m i imaju već elemente savremenih nasutih brana (Nonveiller, 1983). Srednji vijek se ne odlikuje izgradnjom nasutih, već zidanih niskih brana, kao stoje to slučaj u Spaniji i drugim zemljama. U novijem vijeku počinje izgradnja nasutih brana i među prve ubraja se brana Ontigola u Spaniji, visine 6,0 m i dužine 280,0 m, sagrađena 1561. godine. Početkom XIX vijeka počinju se masovnije graditi nasute homogene brane u Francuskoj, SAD i drugim zemljama. Brži razvoj projektovanja i izvođenja velikih nasutih brana uslovljen je razvitkom: a) nauke mehanike tla; b) hidraulike površinskih i podzemnih voda koja je omogućila projektovanje sigurnih nasutih brana; c) mehanizovanog iskopa, transporta i ugrađivanja zemljanih materijala; d) nauke o poznavanju, ispitivanju i kontroli ugrađenih materijala. Ovim su stvoreni uslovi za brzu, ekonomičnu i dovoljno sigurnu gradnju visokih nasutih brana na naučnoj osnovi. Danas već imamo u svijetu nasute brane visoke preko 300 m, kubature veće od 50 hm , duge više kilometara, a izgrađene na veoma nepovoljnom tlu. Prva izgrađena visoka brana u Bosni i Hercegovini je Klinje, na rijeci Mušnici kod Gacka. Izgrađena je od kamena 1898. godine radi navodnjavanja Gatačkog polja. Među prvima većim nasutim branama u našoj zemlji izgrađena je zemljana brana Alagovac kod Nevesinja (1962), za snabdijevanje mjesta vodom. Najveća nasuta brana sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom je kamena nasuta brana Hidroelektrane Rama, na rijeci Rami, visine 102,0 m, u Kovačevom polju kod Prozora (sl.35.15.). Najduža nasuta brana kod nas je zonirana brana Kazaginac u Buškom blatu kod Livna. Brana je visine 20,0 m i dužine 2,91 km, sa glinenim jezgrom i prostranim kamenim nabačajem (sl.35.8.). Naši stručnjaci dali su značajan doprinos razvoju, projektovanju i izvođenju nasutih brana od različitih materijala, kao što su: prof. dr. Krsmanović D., prof. dr. Sarač, Dž., prof. dr. Dolarević H., Pavlović M., Pilav I., Katalinić I., Radović S., Miljković E. i drugi. 35.2. VRSTE I NAMJENA OBJEKATA OD NASUTIH MATERIJALA Objekti od nasutih zemljanih ili kamenih materijala su nasipi različitih tipova koji se koriste kod: a) regulacije riječnih tokova i bujica, radi odbrane od poplava, osposobljavanja za plovidbu, uređenja zemljišta za vodoprivredne i poljoprivredne svrhe, iskorištenje vode u višenamjenske svrhe itd.; b) izrade saobraćajnica, aerodroma, urbanih prostora i dr.; c) akumuliranja voda izgradnjom velikih brana u svrhu regulisanja prirodnog režima tečenja, proizvodnje električne energije, akumuliranja vode za industriju, poljoprivredu, snabdijevanje naselja vodom i rekreacije; d) odlaganja industrijskog otpada, jalovine i flotacije ruda.

424

Temeljenje

401


U ovoj tački obrazložit će se više tipova nasutih brana za različite namjene u građevinarstvu i rudarstvu, a delomično i nasipi za saobraćajnice. Nasute brane prenose velike sile od vlastite težine i vanjskog opterećenja na podlogu, ali se ono rasprostire na veću površinu, zbog čega jedinično opterećenje ima male vrijednosti. Ovakve brane mogu se raditi na slabo nosivom i stišljivom tlu, gdje se ne bi mogla izgraditi masivna i kruta betonska brana, koja prenosi sile na manju površinu i ne podnosi veća diferencijalna slijeganja podloge. Zbog ovoga je, na manje pogodnom i stišljivom tlu, pogodnija nasuta brana prikladnog tipa od lokalnih materijala. Nasute brane i hidrotehnički nasipi kojima se usporava voda svrstavaju se, prema Nonveilleru (1983), u tri osnovna tipa: (i ) homogene, (i i ) zonirane sa različitim položajem vodonepropusnog jezgra i (iii) nasute brane sa uzvodnim vodonepropusnim ekranom. 35.2.1. HOMOGENE NASUTE BRANE 1 NASIPI Homogena nasuta brana, ili homogeni hidrotehnički nasip za usporavanje vode, sastoji se u potpunosti ili gotovo u potpunosti, od jedne vrste materijala, koji mora biti toliko vodonepropustan da procjeđivanje vode kroz tijelo brane bude u tehnički prihvatljivim granicama. Pojam "homogen" ne treba shvatiti striktno, jer svaka homogena brana sadrži u manjem obimu i druge vrste materijala, kao što su npr. materijali za drenažu, oblaganje i si. Potpuno homogena brana ili nasip ne mogu biti trajno stabilni bez drenaža. One mogu biti horizontalne na nizvodnoj nožici brane (sl.35.1 .-a i b) ili u sredini vertikalne i spojene horizontalnim drenom sa nizvodnom nožicom (sl.35.1.-c). Voda prikupljena u drenažama ispušta se kroz posebne otvore na najnižoj tački brane, odnosno nasipa. Iako se ovakav tip brane definiše kao homogen, ona nije i izotropna, već anizotropna, zbog ugradnje materijala u slojevima. Zbog ovoga je propusnost veća u horizontalnom, nego u vertikalnom smjeru. Posljedica ovoga je značajno drugačija strujna mreža, sa više zasićenom zonom i većom količinom procijednih voda (sl.35.1.-b).

Sl.35.1. Homogene brane sa ftltracionom mrežom: homogeno izotropan materijal sa horizontalnom drenažom (a), homogen vodoravno jače propuštan (anizutropan) materijal, sa drenažom (D) u nožici nasipa (b), anizotropna propusna brana sa vertikalnom drenažom (c). Uspravna drenaža efikasno sprečava procjeđivanje vode na nizvodnoj kosini i u vodoravnom propusnijem materijalu, ali je ona teža za izvođenje. Uzvodna i nizvodna kosina brane homogenog presjeka su blage, zbog čega je potreban veći prostor za njeno izvođenje. Brane sa homogenim presjekom, zbog ovoga i drugih elemenata, koriste se redovno kod manjih visina i privremenih radova. Na slikama 35.2., 3 i 4 dati su neki primjeri homogenih brana sa filterima u svijetu (Sherard, Woodward i dr., 1963). Vega brana (sl.35.2.) je jedna od veoma visokih brana izvedena homogenog presjeka i horizontalnom nizvodnom drenažom. Vigario homogena brana u Brazilu (Ackermann i dr.. 1951) na slici 35.3. izvedena je od zbijenog glinovitog materijala, sa r^Jauvno •»ikom vertikalnom centralnom drenažom. Ona se spaja sa horizontalnom d> - t < npod nizvodnog

425

Temeljenje

401

XI Zagati i građevine od- nasutih■_______^______________________________________35. materijala Građevine od nasutih materijala

dijela brane i završava na stopi od kamenog nasipa na nizvodnoj nožici. Na ovaj način se prekidaju svi mogući horizontalni vodopropusni proslojci, a procijedna voda se odvodi vertikalnom i horizontalnom drenažom prema nizvodnoj stopi brane.

Sl.35.2. Poprečni presjek homogene Brane Vega sa nizvodnim filterom (Walker, 1958), gdje je: uvaljana glina, prašina, pijesak i šljunak (1), kamena obloga 1,40 m debljine na podnožnom sloju (2), kameni nabacaj - riprap 0,60 m (3), linija terena (4), pokrovni skinuti sloj (5), ftlterski sloj od pijeska, šljunka i oblutaka (6 j.

Otter Brook brana (Linell i Shea, 1960), sagrađena je 1957. godine od nepropusnog nasipa dobro granulirane pješčane gline sa granicom tečenja 21 -29% i indeksom plastičnosti 7 - 14% (sl.35.4.). U homogenu zemljanu branu ugrađena je nagnuta drenaža prema nizvodnoj strani. Na uzvodnoj strani pokosa brane fundiranje stub mosta, koji se usljed slijeganja brane pomjerao. 35.2.2. ZONIRANE NASUTE BRANE I NASIPI U nasipima i hranama zoniranog presjeka raspoređuju se unutar presjeka materijali različitih osobina koji imaju različite funkcije. Nastoji se njihove karakteristične osobine iskoristiti na najbolji način, kako bi se osigurala stabilnost i ekonomičnost brane. Zonu sastavljenu od malopropusnog materijala, koji ima manju otpornost na smicanje, nazivamo jezgro brane, a njime se sprečava procjeđivanje vode kroz branu. Uzvodno i nizvodno od jezgra su potporne zone, koje se izvode od znatno propustljivijih materijala veće otpornosti na smicanje. Jezgra se izvode od prašinastih i/ili glinovitih materijala, a posljednjih decenija i kao glino -betonske, betonske ili asfaltne dijafragme. Uzvodna potporna zona mora biti dovoljno propusna kako bi se spriječila pojava jačeg strujnog pritiska pri isticanju vode iz ove zone. Nekada se radi sprečavanja ove pojave ugrađuju drenažni slojevi. Nizvodno potporno tijelo se izvodi od više propusnih materijala, a može se ugraditi i manje propusni, ako se drenažama spriječi izviranje procijedite vode na nizvodnoj kosini.

Sl.35.3. Homogena nasuta Brana Vigario u Brazilu sa uspravnom centralnom drenažom (Sherard, Woodward i dr, 1963): homogeni nasip od gline (1), pješčana drenaža (2), kamena nožica brane (3), linija iskopa (4), linija stijenskog masiva (5), linija terena (6).

Sl.35.4. Tipični presjek homogene BraneSl.35.5. Otter Brook Mogućnosti (Linell postavljanja i Shea, i oblikovanja jezgre u zoniranoj 1960): nepropusno tijelo brane (1), kosa brani: drenaža široka (2),jezgra kameni u sredini brane (a), uska jezgra u sredini nasip 0,60 m (3), nasip šljunka 1,0 mbrane (4), (b), stupuska mosta jezgra (5), ispod uzvodne kosine brane, odnosno kameni nabacaj 1,90 m (6), nasip šljunka nasipa 1,0 m (c),(7), betonska, propusni glino - betonska iii asfaltna dijafragma, materijal (8), prašina, pijesak, pješčanikao šljunak jezgrasabrane, samcima odnosno nasipa (d), gdje je: nepropusno (9), linija stijenskog masiva (10), (Sherard, jezgroWoodward (I), ftlterski i dr., slojevi (2), propuštan (3) i polupropustan 1963). (4) nasip, dijafragma (5) sitniji materijal (6). 410

Temeljenje

Temeljenje

426


________

35. Građevine od nasutih materijala

Položaj i debljina jezgre u brani ili nasipu može biti različita (debela ili tanka) i od različitog materijala (sl.35.5.): a) u sredini poprečnog presjeka različitog oblika i debljine (sl.35.5.-a i b); b) u srednjem dijelu uzvodnog potpornog tijela; c) na uzvodnoj kosini (si.35.5.-c); d) dijafragme u centralnom dijelu brane (sl.35.5.-d). Različiti materijali prilikom ugradnje u nasipe i brane različito su osjetljivi na padavine i klimatske uslove. Materijali veće propusnosti nisu osjetljivi na oborine, dok se malopropusni materijali mogu ugrađivati u uskom dijapazonu optimalne vlažnosti. Delomično uklanjanje problema ugrađivanja pri lošem vremenu vrši se odabirom jezgra manje debljine, kako bi se moglo ugraditi u ograničenim klimatski povoljnim uslovima. Obično se isti presjek brane ili nasipa zadržava po cijeloj dužini brane. Ima, međutim, rješenja gdje se velika dužina brane podijeli u različite sekcije. Kod kratkih brana nema potrebe za različitim presjecima po dužini brane ukoliko to uslovi temeljenja ne zahtijevaju. Nekoliko je uslova koji utječu na izbor centralnog uskog vodonepropusnog jezgra. Ukoliko na gradilištu postoji dovoljno propusnog, a nedovoljno nepropusnog materijala, projektant se odlučuje na usko jezgro kao što je to bio slučaj na Brani Success, (sl.35.7.). Ako su zastubljene u dovoljnim količinama obje vrste materijala, moguće je da brana sa uskim tijelom jezgre bude ekonomičnija i lakša za izvođenje. Prema ovome, prednost ovoga tipa brane je u slijedećem:

Sl.35.6. Tipičan presjek Travers brane u Kanadi: nepropusni materijal (1), polupropusni nasip (2), propusni kameni nabacaj (3), obezbjeđenje pokosa (4), drenažni rov (5), glineni škriljac (6), (Peterson, 1957).

SI.35.8. Presjek zonirane Brane Kazaginac: jezgra od glinovite prašine (1), granulirani šljunčani filtar (2), dvoslojni jilter — pijesak, šljunak (3), nasuto kameno potporno tijelo sa sitnijim materijalima prema filterima (4), glinovita sitnež iz kamenoloma (5), šljunak (6), mršava glina (7), krupni kameni blokovi (8), uzvodna kosina prije rekonstrukcije (9), (Nonveiller, 1983). Sljedećih nekoliko primjera ilustruju karakteristične presjeke zoniranih brana i nasipa izvedenih u svijetu i kod nas. Na slici 35.6. prikazana je brana sa širokim, a na 35.7. sa užim centralnim jezgrom. Presjeci su tipični za više brana izgrađenih poslije Drugog svjetskog rata u SAD i mnogim državama Evrope. Uža glinena jezgra korištena su u područjima gdje nema dovoljno prirodno nepropusnog materijala, kao što su brane u predjelima Alpa.

210.7E6.80

rF^65©-л1900"iл190.0мо.о .ш 1875174.0— —©^f / -——®—______ - 1.00 —(_)©^3.65 —JЈ -

12.0k-3.«

Sl.35.7. Centralno glineno jezgro Brane Success, Kalifornija (1960) (Sherard i dr., 1963), gdje je: propuštan nasip (1), nepropusno glineno jezgro (2), filteri (3), kamena naslaga 1,0 m (4) i 0,60 m (5), prirodni teren (6), prirodni aluvij (7), linija iskopa (8), starije formacije aluvija (9), rasteretni bunar (10). 1) jedinična cijena ugradnje propusnog nasipa je manja od ugradnje nepropusnog jezgra; 2) volumen brane je manji sa tankim jezgrom od drugih tipova;

427

Temeljenje

413 Temeljenje


________


3) izvođenje ovog tipa brane je manje ovisno od nepovoljnih klimatskih uslova, nego stoje to slučaj kod izvođenja širokog nepropusnog jezgra.

Kod ovog tipa brane jezgro može biti vertikalno u centralnom dijelu (sl.35.7.), ili nagnuto uzvodno, u uzvodnom potpornom tijelu brane (sl.35.11.). Propusne zone izvode se od pijeska i šljunka, od kamena dobivenog u kamenolomu ili od kombinacije zemlje i kamena. Sličan raspored materijala u poprečnom presjeku ima i nasuta Brana Kazaginac. kod Livna (Bosna i Hercegovina), kojom se usporavaju vode Buškog blata radi iskorištenja voda na Hidroelektrani Orlovac

Sl.35.10. Presjek zonirane Brane Lokvarka (Hrvatska): jezgro od gline (1), prašinasta glina (Ia), nasip od raspadnutog škriljca zbijan pločom u slojevima od 1,0 m (2), troslojni filteri od pijeska, šljunka i drobine (3), nasip od dolomitnog kamena u slojevima od 1,0 m (4), horizontalna drenaža (5), drenažne trake (6), zemljani otpadni materijal (7), injekciona zavjesa (8). (Hrvatska). Visina brane iznosi 20,0 m, a duga je oko 3,0 km i završena je 1971. godine. Brana i čitavo polje leži na zbijenoj mršavoj glini debljine 5,0 - 20,0 m. Ovakvim terenskim uslovima odgovarala bi homogena brana od gline sa nizvodnim drenažnim sistemima i uprkos blažim kosinama bila bi jeftinija od izvedene brane. Međutim, terenski i klimatski uslovi utjecali su na izbor brane sa tankim centralnim glinenim jezgrom, sa potpornim tijelima od kamenog nabačaja (sl.35.8.). Analize uslova građenja i pokazale su daje zbog čestih dugih vremenskih plavljenja Buškog jezera, kratke i nesigurne sezone ugrađivanja gline i čestih kišnih perioda, opravdano usvojena brana prema slici 35.8. Ovim je omogućena izrada kamenih potpornih tijela i za vrijeme padavina i poplava. Kosine brane relativno su strme (1:1,5), jer brana nije visoka, a čvrstoća gline u temeljima je

Sl.35.9. Presjek Brane Špiljski most (Makedonija): sloj šljunka iznad stijenskog masiva (I), zid od kesona sa galerijom (2), glineno jezgro (3), nasip od šljunkovite gline (За), slojevi filtera (4), šljunčani nasip (5), nasip i obloga od kamena (6), injektirana zona šljunka i gline (7), (Nonveiller, 1983). u tehnički prihvatljivim granicama. Na slici 35.9. prikazan je presjek zonirane Brane Spiljski most, na Crnom Drimu (Makedonija), sa izlomljenim i neuobičajenim oblikom glinenog jezgra. Potporna tijela izvedena su od sabijenog šljunka sa slojevima filtera na uzvodnoj strani brane, visini 112,0 m, koja je završena 1969. godine. Glineno jezgro leži na sloju krupnog i sitnog šljunka, debljine preko 10,0 m. Jezgro je povezano sa nepropusnom betonskom barijerom izrađenom kesonskim putem. Zadovoljavajuće brtvljenje ostvareno je čeličnim jednozidnim zagatom. Položaj

428

Temeljenje

413 Temeljenje


________


kesona odabran prije završetka projekta brane, a konačni rezultati istraživanja terena i pozajmišta uslovili su neobičan oblik glinene jezgre i raspored materijala u poprečnom presjeku brane (sl.35.9. - Nonveiller, 1983). Nasuta Brana Lokvarka sagrađena je 1956. godine od uzvodno nagnutog širokog glinenogjezgra i prašine (sl.35.10.). Uzvodni potporni nasip izgrađen je od veoma propusnog dolomitičnog kamena, koji se od glinenog jezgra odvaja sa tri sloja granuliranog pijeska i šljunka. Nizvodno potporno tijelo izvedeno je od škriljca, koji je na nizvodnom pokosu zaštićen od atmosferilija zemljanim materijalom i otpacima. Radi sprečavanja zasićenja nizvodnog nasipa od škriljca procijednom vodom ugrađena je na nizvodnoj nožici propusna kamena stopa. Ona je spojena sa više drenažnih traka, od kojih neke dosežu do glinenogjezgra. Ovako kombinovani presjek usvojen je jer u blizini nije bilo dovoljno gline, a bilo bi otežano i njeno ugrađivanje zbog obilnih padavina. U blizini nije bilo povoljnog kamenoloma za kameni nasip, te je iskorišten znatno jeftiniji, ali slabiji materijal od škriljca. U područjima sa obilnim padavinama ne može se uspješno održavati vlažnost gline u dozvoljenim granicama. Klimatski uslovi utječu na izbor tipa zonirane brane, radi čega se nastoji smanjiti debljina jezgra i odabire pogodnije mjesto unutar presjeka brane. Ako jezgro od gline lociramo koso na uzvodnom dijelu brane tako da se oslanja na kosinu nizvodnog tijela brane, koje radimo u prirodnom nagibu, onda veću količinu potpornog nasipa možemo raditi neovisno o klimatskim prilikama. U ovome slučaju glineno jezgro i prateći uzvodni dio nasipa, koji su manjeg obima, radimo u povoljnijoj klimatskoj sezoni. Takav je slučaj Brane Bear Creek, izrađene za potrebe aluminijske industrije (sl.35.11.).

429

Temeljenje

413 Temeljenje

_______________________________________________;_________________________________________35. XI Zagati i građevine od nasutih materijala Građevine od nasutih materijala

SI. 35.11. Poprečni presjek zonirane Brane Bear Сгеек (SAD) sa uskom kosom jezgrom u uzvodnom potpornom tijelu (Growdon, 1960): glineno jezgro (1), kameni nasip (2) i (3), troslojni fdter - pijesak (4), drobljeni kamen (5), isto (6), kameni nasip (7), kameni zagat (8), dvoslojni fdter drobljeni kamen (9), pijesak (10), betonska ploča (11), injekciona zavjesa (12), stijenski masiv (13). (US Department ofthe Navy, 1982) dijafragmu, kao što je to bio slučaj na uzvodnoj pomoćnoj brani Hidroelektrane Salakovac, kod Mostara, koja je građena 1978. godine (sl.35.12.). Specifičnost ove nasute brane je i u tome što je nizvodno potporno tijelo nasipa armirano, a pokos zaštićen betonom zbog mogućeg preljevanja preko brane. Glineno - betonska dijafragma izvodila se sa niže kote (84,80 m.n.m.) radi obezbjeđenja potrebne širine za rad strojeva, kod izrade dijafragme. Iznad ove kote, do krune nasipa, izvedeno je betonsko klatno, koje je povezano sa prethodno izvedenom dijafragmom. Skretanje rijeke Neretve u optočni tunel obavljeno je izradom zagata u nožici brane od krupnog kamenog nabačaja, koji je sa uzvodne strane zaštićen filterom i slojem gline (sl.35.12.). Nasuti dio brane Hidroelektrane Mostar izveden je od kamenitog i terasnog materijala, sa asfalt betonskom i bentonitno - betonskom dijafragmom u sredini presjeka brane (sl.35.13.). Nakon završetka bentonitsko - betonske dijafragme (kota 63,0 m.n.m.) izvođena su potporna tijela brane i sukcesivno asfaltno

Sl.35.13. Poprečni presjek zonirane nasute brane Hidroelektrane Mostar: nasip od terasnog materijala (1), nasip od kamenog materijala (2), kvartarni pokrivač (3), sitni materijal (4), asfalt - betonska dijafragma (5), bentonitno — betonska SI. 35.12. Poprečni presjek uzvodne pomoćne hrane Hidroelektrane dijafragma (6), kvartarni pokrivač, a ispod sloj uglja i lapora Salakovac: kameni nasip (1), ftlterski sloj (2), zaptivni sloj1986). (7) (Radović i Erić, gline (3), šljunčani nasip (4), armaturne mreže (5), glineno betonska dijafragma debljine 60 cm (6), betonsko klatno (7), betonske ploče (8), injektiranje kontakta (9), stijenski masiv (10) (Pavlović, Selimović i dr., 1987). jezgro, koje je povezano sa bentonitsko - betonskom dijafragmom u jednu cjelinu. Razvojem tehnologije izrade uskog iskopa bez razupiranja pomoću glineno-bentonitske suspenzije, dolazi do primjene glino - betonskih, ili betonskih dijafragmi za jezgro nasutih brana, koje su obično locirane u sredini presjeka brane. Ako su potporna tijela od lomljenog kamena, onda se u neposrednoj blizini dijafragme izvodi dio pješčano - šljunčanog nasipa, radi lakšeg iskopa rova za

416Temeljenje

Temeljenje

430


Zaštita lijevog zaobalja obavljena je podužnim nasipom dužine oko 2 km (si.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 površinama u zaobalju. Na ovaj način izbjegava se efekat klasičnog nasipa između zaobalja i akumulacije. Nasip je izveden od terasnih materijala dobivenih pri iskopu u građevinskoj jami. Radi zaštite pokosa nasipa od erozije pod delovanjem valova i oscilacija nivoa vode izvedena je zaštita betonskim šestougaonim elementima. Ovi elementi polagani su na filter - plastiku, nakon prethodnog izravnavanja i kompaktiranja pokosa nasipa.

35. Građevine nasutih materijala

od

Sl.35.15. Presjek brane Hidroelektrane Rama sa uzvodnim, armirano - betonskim ekranom: kameni nasip sabijen u slojevima vibrovaljcima (1), suhozid od složenog krupnog kamena (2), armirano - betonski ekran sa izravnavajućim poroznim slojem betona i hidroizolacijom (3), kontrolna galerija (4), valobran (5), injekciona zavjesa (6), stijenski masiv (7).

Sl.35.14. Presjek zaštitnog - odbramhenog nasipa u zaobalju Hidroelektrane Mostar: nasip od terasnog materijala (1), filter plastika (2), betonski elementi (3), kruna nasipa (4), nasip u zaobalju (5), (Radović i Erić, 1986).

35.2.3. NASUTE BRANE SA UZVODNIM VODONEPROPUSNIM EKRANOM

416Temeljenje

Temeljenje

Sl.35.16. Poprečni presjek nasute Brane Wadi a! Megenin (Libija) sa uzvodnim armirano -betonskim ekranom: kameni nasip sa 431 (1), filteri (2), uzvodni suhozid (3), slojevima za nabijanje ručno slagana prizma (4), nizvodno slagana kamena obloga (5), prazni zid sa galerijom (6), benoto šipovi (7), mršavi izravnavajući beton (8), terisana hartija (9), armirano -

(12).


Nasute brane sa uzvodnim ekranom grade se u područjima gdje uopće nema gline za jezgru ili kada su klimatski uslovi veoma nepovoljni za njenu ugradnju. Ovaj uzvodni vodonepropusni ekran radi se od armiranog betona ili od asfaltnog betona. Prije su rađene nasute kamene brane sa uzvodnom oblogom od drveta i od čeličnog lima. Ekran je izložen nepovoljnom stanju napona i diferencijalnim deformacijama, zbog čega je potrebno posvetiti punu pažnju konstrukcionim mjerama. Nasute brane sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom rađene su u većem obimu u Portugalu, SAD i Libiji, zatim u Alžiru, Maroku i Njemačkoj sa asfaltnim ekranom. Brana Hidroelektrane Ruma. na rijeci Rami u Kovačevom polju, najveća je u BiH nasuta brana od kamena sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom. Visoka je 102,0 m i ispod ploča ekrana dimenzija 13,0 х 13,0 debljine 30 - 90 cm, izveden je suhozid od kamenih blokova pomoću dizalica, čime se osigurao strmiji nagib kosine od 1:1,2 do 1:1 (sl.35.15.). Dilatacije između ploča ekrana brtvljene su elastičnim 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. Sličan tip brane sa uzvodnim armirano - betonskim ekranom površine 25.700 m 2 izveden je na Wadi al Megenin u Libiji, jer nije postojalo pozajmište gline za vodonepropusno jezgro (si.35.16.). U ovu branu ugrađeno je 1.195.000 m3 kamenog nabačaja i 227.670 m3 slaganog kamena. Ekran brane oslonjen je na prazni masivni betonski zid kroz koji prolazi galerija brane. Ovaj oslonac ekrana brane vezan je za podzemni ekran od međusobno zasječenih šipova tipa Benoto, ukupne površine 9.600 m2. Umjesto armirano - betonskog ekrana izvodi se često i ekran od asfalt -betona. Montgomerv brana u Coloradu, visine 35,0 m izvedena je od nasutog čvrstog granitnog materijala sa uzvodnim asfalt betonskim ekranom, debljine 30 cm (sl.35.17.). Ekonomičnost i brzina gradnje utjecale su na izbor ovoga tipa vodozaptivnog ekrana, bez kontrolne galerije. Projektant je procijenio da je cijena asfaltnog ekrana, za postojeće gradilišne uslove niža u pola cijene od armirano -betonskog ekrana. 6.0

Sl.35.17. Poprečni presjek nasute Brane Montgomery (Colorado) sa uzvodnim asfalt -betonskim ekranom: kameni nasip (1), asfalt — betonski ekran debljine 30 cm (2), granulirani kameni nasip frakcije 8 - 6 0 cm, bez finih frakcija (3), betonski prazni zid (4), injekciona zavjesa (5), stijenski masiv(6).

U cilju stvaranja prostora za deponovanje rudničke jalovine, pepela iz hidroelektrana i si, često je potrebno izgraditi branu znatne visine. Nastoji se iskoristiti jedan dio jalovine, ukoliko je odgovarajućeg kvaliteta za izradu tijela brane. Transport jalovine obavlja se obično hidrauličkim putem. U deponiju se upušta samo mulj iz flotacijske jalovine, u kojoj su sadržane čestice ispod 0,10 -0,074 mm, dok se krupnije frakcije pijeska koriste za izradu brane. Obično se u prvoj fazi napravi nasuta brana od lokalnih materijala, a u drugoj i narednim fazama koristi se sitnozrni pijesak iz jalovine, a on se izdvaja pomoću hidrociklona. Ovaj pijesak, obično veličine zrna 0,20 mm do 1,0 mm ujednačenih karakteristika, dobrih drenažnih osobina i relativno visokog ugla unutrašnjeg trenja, predstavlja pogodan materijal za izgradnju druge i slijedećih faza brane jalovišta. Mnoga odlagališta izvedena su na ovaj ili sličan način za otpad iz termoelektrana Tuzla i Gacko kao i za Rudnik srebra i olova u Sasama kod Srebrenice. 35.2.4. NASIPI ZA SA OBRA ĆAJN1CE Nasipi za saobraćajnice su jednostavnije nasute građevine, koje u osnovi treba da zadovolje uslove naknadnog slijeganja, koje treba biti što 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 sigurnost protiv erozije u nasipu i u tlu ispod nasipa. Kod izrade nasipa obično nemamo širok izbor materijala za nasip. U njih se ugrađuje materijal dobiven iskopom susjednih zasjeka i usjeka. Da bi se odredio način ugradnje ovako dobivenog materijala, ispituju se njegove geomehaničke osobine i prilagođavaju nagibi nasipa dobivenim rezultatima. Sleganje dobro zbijenog nasipa od nekoherentnog materijala bit će minimalno, i obično se obavi do vremena izrade kolovozne

416Temeljenje

Temeljenje

432


konstrukcije. Visoki nasipi od koherentnog materijala mogu se duže vremena slijegati, ako u toku gradnje nasipa zaostane veći porni pritisak. Da bi se ovo izbjeglo, ovi materijali se ugrađuju sa vlagom ne većom od optimalne dobivene Proctorovim (Proktorovim) ispitivanjem. Ugrađivanje materijala u nasipe treba da odgovara namjeni objekta i da se obavi prema određenim uslovima. Nasipi, odnosno brane moraju se što manje i što ravnomjernije slijegati nakon izgradnje, a objekti za zadržavanje vode treba da su i što manje propusni. Danas ovo postižemo sa moćnim sredstvima za nabijanje, kojima se razastrti materijal nabija u slojevima određene visine. Na ovaj način poboljšaju se fizičko - mehaničke osobine nasipa, posebno pri jačem zbijanju sa optimalnim sadržajem vlage, čime se dobije najmanja pozornost i propusnost, te najveća gustoća i najveći modul stišljivosti, uz najmanje Sleganje nasipa nakon izgradnje. Prema vrsti materijala, terenskim uslovima i traženim Kriterijumima biraju se određene vrste mehaničkih sredstava za nabijanje, prikladnih za postizanje najbolje zbijenosti na što povoljniji način. Postoji više vrsta i načina zbijanja tla, a u osnovi su to: glatki valjci, ježevi, valjci sa gumenim pneumaticima, vibracioni glatki valjci, vibracioni ježevi, vibracione ploče, eksplozivni maljevi i dr. Pored značaja izbora tipa valjka, važno je odrediti visinu nenabijenog sloja, metode razastiranja, broj prelaska valjka po svakom sloju, uz propisanu vlažnost materijala. Obično se prije početka izgradnje na probnom polju ispituju ove osobine i uspostavljaju odgovarajući odnosi između: broja prelaza, jedinične težine, visine slojeva i sadržaja vode. Debljine slojeva su različite, a ovise o tipu sredstava za nabijanje, vrsti materijala, postavljenim zahtjevima i prostoru za nabijanje. Orijentaciono, najpovoljnije debljine za razne tipove sredstava za nabijanje i vrste materijala su za: > nekoherentan materijal sabijan glatkim valjcima 15 - 45 cm; > koherentan materijal zbijan ježevima od 15 do 25 cm; > rad sa valjcima sa gimienim pneumaticima od 20 do 50 cm, a tanji slojevi za valjak manje težine; > nekoherentan materijal zbijan glatkim vibracionim valjcima od 60 do 200 cm, ovisno o vrsti materijala i snazi mehanizacije; > koherentan materijal, zbijan vibroježevima do 50 cm; > nekoherentan materijal do 40 cm, a koherentan do 25 cm, sabijan vibropločama i > koherentan materijal, zbijan eksplozivnim nabijačima od 10 do 20 cm. Opterećenje koje izazivaju putna, teretna ili željeznička vozila, avioni pri slijetanju ili uzlijetanju i si., prenosi se preko točkova na kolovoz puta ili šine voza. Kolovozna konstrukcija treba biti takva da ova opterećenja rasprostre na širu površinu i smanji napone u podlozi, da se ne bi mogle izazvati štetne deformacije u koiovoznoj konstrukciji. Ova opterećenja su kratkotrajna, ali se ponavljaju i izazivaju dinamičke efekte. Donji stroj kolovoza može biti planum nasipa ili usjeka; u prvom slučaju opterećenje se prenosi na sabijeni nasip, a u drugom na prirodno tlo. Konstrukcija kolovoza obično se sastoji od; a) zastora od betona, asfalta, makadama ili šina; b) podloge od lomljenog kamena, makadama, stabilizirane zemlje ili od betona; c) izravnavajućeg i preiaznog sloja čistoće, kojim se sprečava utiskivanje materijala iz donjeg stroja u šupljine kolovozne konstrukcije; d) donjeg stroja izvedenog od nasutog i sabijenog materijala na koji se polaže kolovozna konstrukcija. Konstrukcija kolovoza željezničkih pruga sastoji se od šina i pragova, koji zamjenjuju zastor na putevima, a zastor od drobljenca je umjesto podloge. Na glinovitu podlogu ugrađuje se sloj šljunkovitog pijeska, koji predstavlja sloj čistoće. 35.3. ISTRAŽIVANJE ZA TEMELJENJE I ISPITIVANJE MATERIJALA NASUTIH OBJEKATA U dijelovima poglavlja 3 i 4 dati su istražni radovi u tlu i ispitivanja osobina materijala u laboratoriji i "in situ", koja su primjenljiva i za nasute građevine. Ovim istraživanjima i ispitivanjima treba obuhvatiti i materijale za nasute građevine, bilo da se dobiju iskopom za objekat, ili se trebaju obezbijediti iz odabranih pozajmišta. Istraživanje za lokaciju brane, odnosno nasipa, počinje istraživanjem šireg, a zatim užeg područja za objekat, kako bi se utvrdio konačan njegov smještaj i sve činjenice mjerodavne za izbor tipa, načina temeljenja, oblikovanje i Dimenzionisanje nasutog objekta. Prema prethodno sačinjenom programu istražuje se: (i ) morfologija i geološki sklop, (i i ) stratigrafija i litologija, (Hi ) tektonika i strukturni odnosi na mjestu nasute građevine, prvenstveno brane, (i v) geotehničke osobine, fvj propusnost tla, odnosno stijenskog masiva, (vi ) kretanje podzemne vode i njen uticaj na branu, i dr. Na osnovu geološke studije planiraju se dubinska istraživanja na mjestu brane kao nasutog objekta. Mjesta, vrste, obim, razmak i dubina istražnih radova ovisi o rezultatima geološke i geomehaničke studije i problema, koje treba riješiti. U obzir dolaze sve vrste prije opisanih terenskih istražnih radova, kao što su: 1) sondažne jame, bunari, potkopi, usjeci i zasjeci;

416Temeljenje

Temeljenje

433


2) 3) 4) 5) 6)

sondiranje penetracijom, nekoherentnog tla; sondažno bušenje sa vađenjem uzoraka iz tla ili stijenskog masiva; geofizička mjerenja; mjerenje deformabilnosti i čvrstoće na smicanje u laboratoriji i/ili na terenu tla i/ili stijene; mjerenje propusnosti tla i/ili stijenskog masiva. Geomehaničke osobine nekoherentnih materijala u tlu ispod brane, odnosno nasipa, kao i onih koji dolaze u obzir za nasipanje nasutog objekta, ispituju se na uzorcima tla u laboratoriji. Za nasute objekte koriste se svi prirodni, poluprerađeni i prerađeni razni materijali, koji svojim osobinama zadovoljavaju uslove stabilnosti, funkcije i korištenje objekta. Za brane ekonomični su svi materijali velike otpornosti na smicanje i relativno male stišljivosti, a za vodonepropusno jezgro i male propusnosti. Materijal treba biti relativno malo osjetljiv na promjene vlažnosti prilikom ugrađivanja u nasipe. Ove osobine su često međusobno proturječne, te ovakve materijale treba u toku izvođenja kombinirati i zonirati prema funkciji i ekonomičnosti. Iz ovoga slijedi da se materijali za branu razlikuju po: (i) osobinama, (i i ) namjeni i (Hi ) mogućnostima ugrađivanja. Ispitivanje materijala za nasipe počinje rekognosciranjem mogućih pozajmišta u blizini građevine i preliminiranim ispitivanjem tla. Sondažne bušotine, raskopi ili druge ispitne jame rasporede se na takav način da se iz njih mogu dobiti reprezentativni neporemećeni ili poremećeni uzorci i izvršiti klasifikacija tla. U laboratoriji se određuju osnovne karakteristike tla kao što su vlažnost, propusnost, čvrstoće i izvrši klasifikacija tla. Ovi podaci služe za zoniranje područja sa približnim pregledom osobina i količina materijala za izgradnju zemljanih objekata. Na osnovu preliminarnih istraživanja izaberu se najprikladnija pozajmišta i obrade idejna rješenja nasipa, jer se praktično svaki materijal može koristiti za nasip, samo treba prilagoditi rješenje i uslove izvođenja. Iz odabranih pozajmišta uzimaju se potrebni uzorci za detaljnija ispitivanja, koja u osnovi obuhvaćaju: a) granulometrijski sastav; b) Atterbergove granice plastičnosti; c) prirodnu poroznost i sadržaj vlage;

416Temeljenje

Temeljenje

434


XI Zagati i građevine od nasutih materijala d) parametre čvrstoće na smicanje uzoraka tla pripremljenih u laboratoriji prema Proctorovom opitu;

e) stišljivost i vodopropusnost vještački sabijenog materijala; f) karakteristike vještački zbijenog materijala.

Ispitivanja koja se provode sa ciljem definisanja ovih osobina opisana su u prvom dijelu ove knjige. Specifična ispitivanja provode se kod glina i filtera za zaštitu erodiranja. Sastav nekih prirodnih glina je takav da najsitnije čestice minerala nisu međusobno čvrsto povezane u veće aglomerate, nego u vodi dispergiraju i zovu se dispergovane gline. Pri strujanju vode kroz ovakve gline nastaje iznošenje najsitnijih čestica i razrahljivanje strukture, što se manifestuje u obliku erozivnih pojava. Ovo može biti štetna pojava, koja dovodi do urušenja objekta,Sl.35.18. radi čega Dijagram je potrebnopodručja ispitati ovu granulometrijskog sastava filtera 1981): osnovni materijal (O), filteri (Ft i F2), pojavu. Opiti raspoznavanja disperzivne i obične gline (Nonveiller, su hermjski, indikativni i dijametar otvora rupe u drenaSnoj cijevi DaFizikalni (vidjeti Nonveiller, 1983). Jedan od načina sprečavanja erozije je izrada jednog višeslojnog filtera Kriterijum za granulaciju filtera (Nonveiller, izgrađenog prema određenim pravilima. Granulacija filterskog materijala definiše 1981). Tabela 35.1. Terzaglii Bertram USCE iTumbull-\ se na bazi srednje granulacije tla koje se zaštićuje odKriterijum erozije. Prema Terzaghiju USBR 1 filterski materijal mora biti odabran tako da veličina filterskog zrna pri 15% (D 15) ';■■:] treba biti najmanje četiri puta veća od zrna tla (d l 5 ), koje se osigurava filterom, također pri 15% prolaska kroz sita, a ne više od četiri puta zrna tla 85% (d s s ). A Maksimalna veličina zrna filterskog materijala treba biti najmanje dva puta veličine otvora na mreži ili perforiranoj cijevi. Sastav materijala filterskih slojeva treba da zadovolji slijedeće uslove: stabilnost od unutrašnje erozije, odnosno sufozije, kako neki autori > razdvajaju ova dva pojma (Nonveiller, 1983); Ova pravila primjenjuju se i za nekoherentne zrnate materijale na prelazu granulacija sitne frakcije finog sloja ne smije proći kroz pore i šupljine > između onih koherentnih materijala u jezgri brane i krupnozrnatog nasipa od krupnijeg sloja; šljunka ili kamena. Ovaj uslov je teško ostvarljiv prirodnim materijalima, a skupo je propusnost krupnijeg treba biti barem deset puta veća od propusnosti > mljeti ili sortirati sitan pijesak. finijeg sloja; Umjesto B filterskih slojeva od - pijeska- i šljunka upotrebljava se geotekstil, granulacija filtera treba biti takva da ne dođe do segregacije pri > koji se proizvodi kao tkani tekstil raznih debljina. Za filtersku zaštitu u branama njegovoj ugradnji. geotekstil mora zadovoljiti uslove da prosječni otvor okanaca, propusnost u Ovim Kriterijumima gradacije odgovaraju podaci u tabeli 35.1., kao i poprečnom i uzdužnom pravcu, te stišljivost bude u ovisnosti c - o normalnom naponu. područja granulometrijskog sastava filterskih slojeva na slici 35.18. Granulometrijska kriva definira se pomoću promjera zrna tla kod prolaska na situ 15%, 50% i 85% (d15,d50,di5). Odnosi između dijametra dl5,d50 i d S 5 , kojima se zadovoljavaju prethodno navedeni uslovi, dati suDIMENZIONISANJE u tabeli 35.1., koja je izrađena 35.4. prema više autora. Faktori A i B definišu područja u kojima mora biti granulometrijska kriva Dimenzionisanjem nasipa i brana treba obuhvatiti: krupnijeg filtaskog sloja: raZ)15=A-
1 1 2 1 4 12 5 2 4- 4 - 5 2 14 0 4 45 5 5 5- 12 2 NASIPA 1 - I BRANA 5 0 52 2 1, 1, 0 0 0 0 1, 1, 2 2 □□

Napomen 1 - Za usko granuliran materijal a: 2 — Za dobro granuliran materijal

435

Temeljenje

425 Temeljenje



a) filtraciju vode kroz tijelo i temelje nasipa; a) distribuciju normalnih i smičućih napona, sa deformacijama brane, odnosno nasipa i temelja. 35.4.1. OPTEREĆENJE NASIPA I BRANA Opterećenja i sile koje djeluju na nasip i brane su različite po vrsti, obimu i intenzitetu, a ovise o namjeni, načinu građenja i opterećenjima. U tom smislu bitno se razlikuju nasipi za saobraćajnice, aerodrome i urbana uređenja, od nasipa za odbranu od plavljenja ili nasipa - brana za usporavanje voda. Na nasipe saobraćajnica djeluje stalno i pokretno opterećenje, a ponekad i hidrostatski pritisak sa hidrodinamičkim silama, ako se nasip nalazi s jedne ili obje strane pod usporom vode ili ako je za vrijeme velikih voda potopljen vodom. Tijelo nasutih brana opterećeno je vlastitom težinom, hidrostatskim i hidrodinamičkim pritiskom vode, te seizmičkim silama od potresa. Opterećenja i sile nasutih brana i hidrotehničkih nasipa dijele se na stalna, promjenjiva i povremena, prema kojima je standardima definisan i minimalni koeficijent sigurnosti: > Za stalna opterećenja: Fs > 1,50, za visinu H > 15,0 m, Fs < 1,50, za visinu H < 15,0 m. > Za promjenjiva opterećenja: Fs > 1,30, za visinu H > 15,0 m, Fs > 1,20, za visinu H < 15,0 m . > Za povremena (dinamička) opterećenja: Fs < 1,0 za najveće inercijalne sile uz uslov da se izračunaju pomjeranja koja mogu nastati za ukupno trajanje potresa. Otpornost materijala koja se uvrštava u račun stabilnosti i osigurava zadovoljavajući koeficijent sigurnosti ovisi i o indeksu krutosti (/,) i o rezidualnom faktoru materijala R (prema JUS-u): (35.1.)

gdje je: - vršna čvrstoća, Z R - rezidualna čvrstoća, - prosječni aktivni otpor na potencijalnoj površini sloma.

ТР Т

U stalno opterećenje spada gravitaciona sila, koja djeluje uspravno na volumen materijala (у • AV), pri čemu treba uzeti jediničnu težinu vlažnog tla sa ustanovljenim stepenom zasićenja (S,.), tj. ako je ys specifična težina, a n poroznost: 7 = (1 + « ГА (35-2.) U promjenjiva opterećenja spadaju pritisak akumulirane vode, uzgon, hidrodinamički pritisak u zonama strujanja vode i porni pritisak u zonama zasićenim vodom. Pritisak vode djeluje na uzvodnu površinu nepropusnog elementa, koji se izračuna iz visine akumulirane vode i nagiba nepropusnog ekrana. Uzgon djeluje na svaku jedinicu volumena nasutog materijala ispod nivoa podzemne vode u suprotnom delovanju gravitacione sile, sa intenzitetom yw. Hidrodinamički pritisak u polju promjenjivog potencijala djeluje na svaku jednicu volumena nasipa kroz koji struji voda i iznosi (Nonveiller, 1983):

-"К

on gdje je: h = f (x, у, z) - funkcija hidrodinamičkog potencijala prikazana strujnom mrežom; n - normala na ekvipotencijalu. Porni pritisak nastaje kod promjene volumena materijala pri promjeni napona i iznosi pri aksijalnom simetričnom tenzoru (Skempton, 1954): Ди = л(Дст3 + А-Д0-,) (35.4.) gdje je: A i B — parametri pornog pritiska, koji se dobiju triaksijalnim ispitivanjem; Acr3 i Дсг, - promjene devijatorskog i sferičnog napona u triaksijalnom aparatu; 436

Temeljenje

425 Temeljenje



j

- 0,1 < Д < 0,50] \ - za glinovite zbijene materijale u brani. 0,2

(35.5.)

gdje je: X " seizmički koeficijent promjenjiv sa vremenom i definira se seizmogramom. Seizmičke sile ovise o dinamičkim karakteristikama temeljnog tla i nasipa, te o seizmičkoj aktivnosti područja. Na bazi ovoga, može se dobiti horizontalna inercionalna sila koja je proporcionalna sili gravitacije, tj.: WH

=z-W,

'

(35.6.)

gdje je:

Sl.35.19. Tipski način ispitivanja stabilnosti nizvodne kosine, pomoću pretpostavljene kružno - cilindrične klizne ravni, gdje je: šljunak (1), glineno jezgro (2), šljunak i lapor (3), ekvipotencijalne linije (4), pretpostavljena klizna kružno cilindrična ravan (5). X - inercijalni koeficijent ovisan o stepenu seizmičnosti područja (tabela 35.2.). Koeficijenti seizmičnosti (Nonveiller, 1981).

STUBANJ SKALI

SEIZMIČNOSTI,PO

Tabela 35.2.

INEICIJALNI KOEFICIJENT

MCS

VI vn VIII IX 35.4.2. STABILNOST NAGIBA KOSINA

0,03 0,06 0,12 0,25

Sl.35.20. Tipski način ispitivanja stabilnosti nizvodne kosine pretpostavljajući složenu -nekružnu ravan klizanja, gdje je: šljunak (lj, glineno jezgro (2), ekvipotencijalne ravni (3), složena klizna ravan (4). Materijal nasipa ili brane na kosini je u ravnoteži ako je čvrstoća nasutog materijala u svim tačkama na kosini i unutar nje veća od napona smicanja od opterećenja koja su potrebna da se održi ravnoteža. Prema ovome, granično stanje ravnoteže nastaje pri nepovoljnom opterećenju ili previše strmom nagibu kosine, kada su naponi smicanja od vanjskog opterećenja jednaki čvrstoći materijala, ili su veći. Slom se inače ne pojavljuje na cijelom području već se širi postepeno od zone najmanje čvrstoće, uz postepen rast deformacija. Nagib kosine treba odabrati tako da uz najnepovoljnije opterećenje prosječan smičući napon potreban za održavanje ravnoteže (т) ne prekorači čvrstoću na smicanje materijala ( r f ) umanjenu za

437

Temeljenje

425 Temeljenje



koeficijent sigurnosti (^)дј.: (35.7.) Fs Nagib kosine može se definisati tako da: koeficijent sigurnosti (Fs) prema graničnom stanju sloma kosine pri najnepovoljnijem opterećenju > bude prihvatljiv; ukupne deformacije ne prekorače veličine koje ne bi odgovarale funkciji objekta. > Danas se najviše koristi prvi način i to prvenstveno metode granične ravnoteže koje su obrađene u poglavlju VI. Koji će se oblik klizne ravni uzeti, odnosno koja će se metoda koristiti, ovisi o vrsti nasutog materijala i o tome kakvo je tlo u temeljima nasutog objekta. Kao mogući način ispitivanja stabilnosti nizvodnog pokosa brane, odnosno iznalaženja koeficijenta sigurnosti, dat je primjer kmžnocilindrične ravni (sl.35.19.) i složene klizne ravni (sl.35.20.). Računanje deformacija, prema drugoj mogućnosti, složeno je i provodi se po MKE, ali u vrlo rijetkim slučajevima. Stabilnost uzvodne i nizvodne kosine brane provodi se za branu u fazi građenja, pri punoj akumulaciji i pri naglom pražnjenju akumulacije. Kod nasipa za saobraćajnice treba, također, voditi računa o hidrodinamičkim silama. Na slici 35.21. date su strujne i ekvipotencijalne linije koje se formiraju nakon dugotrajnih padavina, ovisno o propusnosti podloge. U ovome slučaju nasip je relativno slabo propuštan i natopljen vodom nakon intenzivnih poplava, na nepropusnoj podlozi, tako da je cijeli presjek potpuno zasićen vodom (sl.35.2I.-a) i delomično zasićen nakon povlačenja vode (sl.35.21.-b). U oba slučaja nivo vode u nasipu je veći od nivoa podzemne vode u terenu i oko njega. Zato nastaje filtraciono polje prikazano strujnim i ekvipotencijalnim linijama. Strujni pritisak je nepovoljan, te kosine u oba slučaja moraju imati blag nagib. Povoljnije je ako se ugradi horizontalni filtracioni sloj (sl.35.2I .-c), ili ako je nasip lociran na vodopropusnoj podlozi (sl.35.21.-d). T

= -t-.

438

Temeljenje

425 Temeljenje

XI Zagati i građevine, od nasutih■____________________________________ materijala


Sl.35.21. Filtraciona mreža nasipa pod raznim uslovima ftltracije: nasip na nepropusnoj podlozi nakon što se poplavna voda povukla (a), i u fazi povlačenja (b), nasip na nepropusnoj podlozi sa filtracionim slojem (c), nasip na propusnoj podlozi (đ), (Nonveiller, 1981).

® нч © ©

нч © 35.4.3. STABILNOST KOSINA I TEMELJA

439

Temeljenje

Temeljenje

431

XI Zagati i građevine, od nasutih■____________________________________ materijala


Ispitivanjem više pretpostavljenih ravni sloma različitog oblika i položaja dobije se klizna ravan sa najmanjim faktorom sigurnosti. Nagib uzvodne i nizvodne kosine i raspored materijala u tijelu brane treba mijenjati sve dok se ne dobije za sva opterećenja zadovoljavajući faktor sigurnosti. Na slici 35.22. dato je nekoliko tipičnih primjera homogenih i zoniranih brana na stenskom masivu i glinovitom tlu. Ovisno o tlu u podlozi klizne ravni raznog oblika pretpostavljamo da su u samome tijelu brane ili one zadiru i u podlogu. U homogenoj sredini, a na čvrstoj podlozi, kritična klizna ravan je približno cilindričnog oblika (sl.35.19. i 35.22.-a), a nejednoliko zakrivljena ili diskontinualna kada je u temelju materijal manje čvrstoće (sl.35.22.-d, e, f), ili kada je uska jezgra od gline u srednjem dijelu presjeka (sl.35.22.b i c) (Sherard, Wordward i dr.1963; Nonveiller, 1983). U branama visine preko 100 m pojavljuju se normalni naponi koji premašuju vrijednosti za koje vrijedi linearni Mohr - Coulombov Kriterijum sloma. Na primjeru brane Hidroelektrane Rama visine 102,0 m (si.35.15.) uzet je nelinearan Kriterijum sloma (Sarač, 1974). 35.4.4. FILTRACIJA VODE KROZ BRANU I TEMELJ

k = 0

Sl.35.22. Tipični oblici sloma u različitim homogenim i zoniranim hranama i na različitoj podlozi: kružna u homogenoj brani na stijeni (a), opšti ili 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). Sl.35.23. Filtraciona mreža za homogenu branu sa nizvodnim filterom (F) na bazi koje se može proračunati ukupni protok (Q).

Voda usporena branom ili nasipom filtrira se kroz samo tijelo brane i kroz temeljno tlo, u poprečnom presjeku, od uzvodne prema nizvodnoj kosini. U poglavlju IV/15 dat je način proračuna protoka kroz promatrani poprečni presjek brane. Prema jednadžbi 15.37. ukupni protok iznosi (sl.35.23.):

440

Temeljenje

Temeljenje

431


__________________________35. Građevine od nasutih materijala

п,

- = 1 ili:

Q = k- H- J-,za

(35.8.)

b rt, Q = k - H-1-—, gdje je:

na - broj ekvipotencijalnih intervala AH ; rif - broj strujnih kanala; k koeficijent filtracije. Brzina kojom voda struji unutar presjeka, intenzitet strujnog pritiska, protok i izlazni gradijenti računaju se prema teoriji potencijalnog toka (poglavlje IV/15). U jednostavnijim slučajevima samo procijedna krajnja linija može dati dobar pregled vodnog potencijala. Ona se u trapeznom homogenom profilu nasipa na nepropusnoj podlozi može dovoljno tačno grafički konstruirati prema metodi Casagrandea (Kasagrande, 1937). tačku E i sijeci kosinu pod pravim uglom, jer je ona ekvipotencijalna ravan. Dio EF na uzvodnoj kosini tangentno se priključuje na parabolu. Procijedna linija se u tački / tangencijalno odvaja, a u G prelazi tangencijalno u nizvodnu kosinu. Dužine IH i HG su približno iste i dobiju se preko koeficijenta N (sl.35.25.-b) pomoću izraza: A = N-l. (35.10.)

N .

Sl.35.25. Detalj brane sa nizvodnim jilterom i načinom konstrukcije parabole (a), te dijagram za koeficijent N, ovisan o uglu nizvodnog nagiba kosine (X (b).

30' 60* 90' 150" 180-

120*

SI.35.24. Grafička konstrukcija linije slobodnog lica vode u homogenoj brani (Casagrande, 1937).

Sl.35.26. Tipična strujna mreža kroz branu na temeljima sa različitim koeficijentima propusnosti (Cedergren, 1948): propusnost nasipa 10 puta propusnosti, temelja (a), propusnost nasipa 0,1 puta propusnosti temelja (b), protok kroz nehomogenu branu i temelje (c), transformisani presjek brane sa propusnosti temelja 30 puta propusnosti brane sa drenom (d) (Sherard, Woodward i dr.1963). Osnova za crtanje krajnje procijedne linije je parabola AHDB sa žarištem u tački C, u podnožju nizvodne kosine (si.35.24.), ili na kraju drenažnog filtera (si.35.25.-a), sa razmakom (s) do direktrise: S = ^ H 2 + d 2- d .

(35.9.)

Udaljenost tjemena parabole B od tačke C iznosi ^ . Tangenta na parabolu u tački D ima nagib od 45", na okomicu kroz tačke C, D. Tačka A na nivou vode ispred brane udaljena je za ^ od tačke E, u kojoj vodno lice siječe uzvodnu granicu pokosa. Procijedna linija na uzvodnoj kosini mora proći kroz Na osnovu procijedne linije lahko se nacrta približna slika strujne mreže i izračuna smjer i veličina strujnog pritiska, odnosno uzgona, kako bi se dobio koeficijent sigurnosti kosine i proračuna količina protoka. Slično se može pronaći procijedila linija i za nehomogen nasip, u kojem je propusnost potpornih tijela veća od propusnosti jezgre (vidjeti Nonveiller, 1981). Na slici 35.26.-a i b data je strujna mreža kroz tijelo homogene brane i ispod kroz temelje sa različitim propusnostima nasipa i temelja, a na slici 35.26.-c filtracioiia mreža kroz nehomogenu branu i temelj. Transformisani presjek brane sa 30 puta većom propusnosti u temeljima prikazan je na slici 35.26.-d. 35.4.5. DISTRIBUCIJA NORMALNIHISMIČUĆIHNAPONA I DEFORMACIJE NASUTIH GRAĐEVINA

441

Temeljenje

Temeljenje

433



Nasipe i brane treba po pravilu graditi na tlu koje se malo sliježe, kako ne bi nastale veće deformacije zbog slijeganja temelja, koje bi mogle dovesti do pukotina u nepropusnim dijelovima brane kroz koje bi filtrirajuća voda erodirala materijal i dovela branu u nestabilno stanje. Ako bi deformacije tla ispod brane bile velike, morale bi se preduzeti konstruktivne mjere i oblikovanjem spriječiti posljedice velikog slijeganja. U ovome slučaju može se razmatrati: > uklanjanje slabijeg sloja do čvrste stijene; ili > graditi nasip, odnosno branu, sporijim tempom, kako bi se tlo dovoljno konsolidiralo prije daljnjeg opterećenja; ili > ubrzati proces konsolidacije vertikalnim i horizontalnim drenažama ispod nasipa i posebno u područjima gdje su naponi smicanja maleni. Koeficijent sigurnosti od sloma tla ispod temelja brane, koja se uzima u vidu trokutastog opterećenja, računa se prema metodama koje su opisane u tačka ma 12, 13, 14 i 22. Parametre čvrstoće treba uzeti ovisno o vrsti tla i brzini nanošenja opterećenja, odnosno građenja nasute građevine. Ako je tlo veoma propustio, ili je ta propusnost kod manje propusnog tla obezbijeđena drenažama, te se tlo brže drenira od izvođenja radova, uzimaju se podaci od dreniranog uzorka, jer je poni i pritisak u ovome slučaju zanemarljiva veličina. Ako je tlo u temelju malo propustio, stvara se porni pritisak, čija veličina ovisi o brzini izvođenja nasute građevine i uslova dreniranja. U ovome slučaju efektivni napon (cr'= a - u ) bit će najmanji pri kraju građenja i njega treba uzeti pri proračunu koeficijenta sigurnosti koji će u toj završnoj fazi građenja biti najmanji. Ako se kod malopropusnog tla gradi veoma brzo, mora se računati sa parametrima smicanja koji se dobiju brzim nekonsolidiranim ispitivanjem uzorka tla na smicanje. Iznalaženje napona i deformacija u tlu ispod brana i nasipa bazira se na teoriji elastičnosti i teoriji plastičnosti. Mnoga starija rješenja bazirana na teoriji elastičnosti poluprostora, koji je opterećen trokutastim opterećenjem, uzimaju da smičući naponi na horizontalnoj ravni variraju od nule u sredini simetrije do maksimuma na kraju trokutastog opterećenja (ј/^у ■ H -tgifi). Ovakav način proračuna nema realne, praktične i teoretske osnove. Prvu praktičnu primjenu teorije elastičnosti kod analize stabilnosti brane učinio je Jurgenson (1930). On je dao kompletno rješenje za napone u elastičnom tlu od trokutaste raspodjele opterećenja na površini elastičnog poluprostora (sl.35.27.). Rješenje je zasnovano na proračunu napona integracijom Boussinesqove (Busineskove) jednadžbe za opterećenje poluprostora koncentrisanom silom.

0

(Б)

'lSO 125 1fl0b 0.75 0.50 025 0 D_5 050 075 100b 155 1.50 ŠIRINA ŠR /.b) Sl.35.27. Teoretska raspodjela maksimalnih smičućih (a) i normalnih napona (b ) u elastičnom poluprostoru ispod trokutastog vertikalnog opterećenja (Jurgenson, 1934; Sherard, Woodwardidr. 1963).

Teoretsku raspodjelu napona ispod brane prema teoriji elastičnosti obrađivali su i mnogi drugi autori (Middlebrook, Bishop), a u posljednje vrijeme i prema teoriji plastičnosti (Sherard, Woodward i dr.1963). U tačkama 13 i 16 obrađeno je Sleganje i konsolidacija tla čiji principi i metode proračuna se primjenjuju i na deformacije brane i temelja. Nasuti materijali, prirodno taloženi ili vještački zbijani, sliježu se i deformišu pri promjeni opterećenja. Ukupne deformacije mogu se podijeliti na tri komponente i to (Nonveiller, 1983): a) zapreminske deformacije nastale istiskivanjem vode iz pora nakon opterećenja, uz postepenu konsolidaciju; b) distorzijske deformacije nastale bez promjene volumena tokom promjene opterećenja; c) viskozne deformacije nastale distorzijom i promjenom volumena strukture tla, pri konstantnom naponu; viskozne deformacije mogu trajati dugo nakon konsolidacionog slijeganja.

442

Temeljenje

Temeljenje

433



Ukupno Sleganje (s) jednako je zbiru ova tri činioca. Prirasti slijeganja (As) nakon izgradnje brane posljedica su konsolidacije pornog pritiska u malopropusnim zonama brane i u temelju, ako je tlo pod branom stišljivo i malo propusno. Posebno interesantno je Sleganje krune brane nakon njenog završetka radi određivanja veličine nadvišenja. Obično se ne provodi potpuno tačan proračun, već se ocijeni na bazi aproksimativne raspodjele napona u tijelu brane i deformacionim osobinama ugrađenog materijala. Prema već poznatim izrazima za vertikalni napon (crj i modul deformacija dobije se izraz za Sleganje u obliku (jedn. 13.6. i 13.7.): s ^-Az ^- .K z. (35.11.) o Mv o l +

-A

-A

(м„)

«i

Jednostavniji je 1

proračun preko indeksa stišljivosti - bujanja (C s ), jer je on konstantna veličina za napone do prethodne konsolidacije (<тР), odnosno preko koeficijenta stišljivosti Cc za napone veće od jedn. 7.17.):

=Хтт-

C

Az. o

сГр,

te će biti (vidjeti sl.7.4. i

,5>g r2>g ^+C

(35.12.)

l + e,-|

(м„)

Parametri modula deformacija i stišljivosti bujanja (Cc i C s ) utvrđuju se ispitivanjem neporemećenih uzoraka materijala iz temelja, koji su potpuno zasićeni, pa Sleganje uzorka odgovara promjeni volumena nakon potpune konsolidacije. Konsolidaciono Sleganje izračuna se iz diferencijalne jednadžbe za anizotropno propuštan nepotpuno zasićen materijal (vidjeti više Nonveiller, 1983). POGLAVLJE XII

OSIGURANJE ISKOPA, ASANACUA KLIZIŠTA I PRIMENA ANKERISANJA

"...Loše je delo ba svojih predaka.

francuski graditelj

443

Temeljenje

Temeljenje

433

444

XII OSIGURANJE ISKOPA, ASANACIJA KLIZIŠTA 1 PRIMENA ANKERISANJA O

vim poglavljem obrađuje se osiguranje građevinske jame pri izvođenju temelja građevina (36), asanacija klizišta - ručeva (37) i ankerisanja u tiu i stenskom masivu (38), sa ciljem poboljšanja uslova njihove stabilnosti. Obično iskop za mnoge građevinske objekte zahtijeva stalna ili povremena osiguranja, radi sprečavanja urušavanja ili slijeganja tla. Posljednjih decenija znatno je uznapredovala tehnika i tehnologija izvođenja zemljanih i drugih građevinskih radova u tlu i stenskom masivu koje treba osigurati za bezbjedno i efikasno izvođenje radova na iskopu za temelje objekta. Ovim poglavljem bit će obuhvaćena samo osiguranja i zaštite radova na površinskom iskopu, jer se podzemni radovi, kao veoma značajna oblast, izučavaju posebnim disciplinama. Prirodnim stanjem ili ljudskom djelatnošću mogu da se izazovu prirodni poremećaji tla ili masiva, koji dovode do nestabilnosti i klizanja padina u manjem ili većem obimu. Određene mjere zaštite i načina asanacije padina u pokretu bit će prikazane u ovome poglavlju. Razni tipovi ankerisanja koriste se kod mnogih geotehničkih zahvata i stalno se unapređuju načini poboljšanja mehaničkih karakteristika tla i stijenskog masiva. U narednim izlaganjima dat će se opće karakteristike, tipovi, Primena i osnove proračuna ankera.

36. PRIPREMNI RADOVI U TLU I OSIGURANJE GRAĐEVINSKE JAME

i36 \

.1

.jUOPŠTENO O GRAĐEVINSKOJ JAMI

у

U građevinarstvu se otvorenom građevinskom jamom, ili temeljnom jamom, naziva definisan prostor siguran za rad i pristubačan za transport, potreban za izvođenje projektovane temeljne konstrukcije. Izvođenju građevinske jame mora se prići studiozno, stručno i kvalitetno, jer se nepažnjom mogu ugroziti životi radnika, prolaznika, susjedni objekti, životna sredina, a nekada se može dovesti u pitanje ekonomičnost i sigurnost izvođenja samoga objekta. Kao i za sam objekat, potrebno je prethodno provesti određena geološka, geotehnička i druga ispitivanja radi upoznavanja sa osobinama tla, te izvršiti izbor najpovoljnije metode, projektno riješiti i proračunima dokazati sigurnost građevinske jame. Inženjeru se prepušta inicijativa i mašta za izbor najpovoljnijeg rješenja, jer mu se pružaju široke mogućnosti izrade temeljne konstrukcije sa građevinskom jamom. Izbor metode izrade građevinske jame ovisi o: a) osobinama tla u kojem se izvodi građevinska jama; b) položaju temeljne plohe u odnosu na nivo vode, tj. da lije nivo vode ispod temelja, plitko ispod površine tla, ili je iznad površine tla; c) dubini temelja ispod površine tla; d) hidrološkim i hidrauličkim uslovima na gradilištu; e) blizini susjednih objekata, odnosno o prostornoj mogućnosti; f) raspoloživim metodama proračuna i izvođenja uz vođenje računa o ekonomičnosti, vremenu trajanja i sigurnosti izvođenja. Kada se nivo podzemne vode nalazi dublje od temelja, može se kopanje obaviti u otvorenoj građevinskoj jami sa nagibima što ovisi o vrsti tla, odnosno masiva. Ako prostorne mogućnosti ne dozvoljavaju izradu kosina, onda se iskop vrši vertikalno, i mora se osigurati oplatom ili pribojem. Kod plićih građevinskih jama u koherentnom tlu može se nekada iskop izvesti i bez razupiranja bokova iskopa. Ako je nivo podzemne vode plitko ispod površine tla, onda se pod zaštitom jedne od vrsta zagata (priboja) vrši iskop, sa ispumpavanjem vode ili bez toga. Ponekad se vrši iskop i betoniranje pod vodom, posebno u pjeskovito - pješčanim materijalima, gdje prijeti opasnost od hidrauličkog sloma tla. U ovakvim se

materijalima obično snizuje nivo podzemne vode ispumpavanjem vode iz bunara oko građevinske jame (sl.34.17.-b). Pri izradi temelja iznad vode građevinska jama se formira od jednog ili više tipova nepropusnih nasutih drvenih ili čeličnih zagata, koji su prije objašnjeni, ili se koristi jedna od metoda izrade dubokih temelja (bunari ili kesoni), sa umjetno nasutog ostrva, ili se dio temelja i konstrukcije plivajući dopremi vučenjem do mjesta rada. Kod zagata nad vodom nekada se iskop i betoniranje vrši u mirnoj vodi, a najčešće se voda ispumpava do dna građevinske jame i izvođenje temelja vrši se u suhom. 36.2. PRIPREMNI RADOVI U TLU I NA GRADILIŠTU Svaki građevinski zahvat zahtijeva izvođenje određenih pripremnih radova u tlu i/ili stenskom masivu što se često iz bezbjednosnih razloga mora osigurati zbog urušavanja raznim tehničko - tehnološkim mjerama. Metode izvođenja radova u građevinskoj temeljnoj jami danas uključuju visok stepen mehanizovanosti, radi čega treba pripremiti gradilište za efikasno i sigurno njegovo iskorištenje. Pristubni putevi treba da obezbijede tempo brzog mehanizovanog izvođenja radova u svim vremenskim uslovima. Jednako važna je potreba na dreniranju građevinske jame, kako bi se radovi mogli izvoditi u suhom, bez značajnijeg ispumpavanja vode iz građevinske jame. Izvođenje specifičnih radova teškom i udarnom mehanizacijom zahtijeva stabilnu radnu površinu sa dovoljno prostora za izvođenje pojedinih operacija. \36.2.l\PRISTUBNI PUTEVI Oblik i način izvođenja pristubnih, odnosno privremenih gradilišnih puteva, ovisi, naravno, od objekta, uslova i vrste tla. Na dobro dreniranom tlu od pijeska i šljunka nije potrebna posebna kolovozna konstrukcija nego samo iskop, ravnanje i valjanje podloge, čime se dobije dobra kolovozna površina. Pješčana podloga se u eksploataciji izbrazda u vrlo sušnim područjima ili za vrijeme obilnih padavina. Ako je potrebno da se poveća stabilnost podtla može se to postići valjanjem kamena, krupnog šljunka, čvrstog škriljca, ili prefabrikovanih delova od betona ili Čelika. Kada je podloga od čvrstog kamena, kolovozna konstrukcija se formira samoizravnavanjem, razastiranjem i valjanjem kamene sitneži, ili drugim sitnim kohezivnim materijalom. Sve vrste gradilišnog saobraćaja mogu se odvijati po glinenom tlu, u vrijeme sušnog perioda. Tako, ako će se saobraćaj odvijati samo u sušnoj sezoni, onda nije potrebno izvoditi posebnu kolovoznu konstrukciju. Međutim, ako program izvođenja zahtijeva kontinualan rad tokom cijele godine, onda je kolovozna konstrukcija apsolutno potrebna. Važno je da se u ovakvom tlu privremeni put izvodi u sušnom periodu. Dešava se da na neadekvatno izvedenoj kolovoznoj konstrukciji na glinenom tlu teška vozila naprave kolotečinu u koju se infiltrira voda, tako da samo nabačajem kamena, ili otpadaka ne rješava se problem odvijanja gradilišnog saobraćaja. Samo eventualno nasipanje 1,0 - 1,5 m debljine krupnog materijala može spriječiti ovu pojavu. Elementi trase i širina planuma gradilišnih puteva mora se prilagoditi karakteristikama saobraćaja i terenskim uslovima. Dobro uvaljani šljunak, vezan zemljanim materijalom i stalno održavan vlažnim, može da zadovolji većinu gradilišta. Potrebno je stalno održavati puteve polijevanjem vodom iz cisterne i ravnanjem sa razastiranjem dodatnog šljunka sa nabijanjem, čime se postiže ravan kolovoz. Pogrešno je praviti uske gradilišne puteve, jer teška vozila u mimoilaženju često silaze sa kolo vozne trake i oštećuju trup puta. Ponekad se površina kolovozne trake zaštićuje bitumenom, što može poboljšati odvodnju i donekle spriječiti oštećenja kolovozne konstrukcije. U vrlo mehkim ili močvarnim organskim tlima polažu se geotekstilne mreže, čime se armira nasip na slabom tlu. Primena geotekstila moguća je i kod odlagališta otpada i naslaga jalovine iz radnika. Osnovni nedostatci slabog tla su velika stišljivost i niska smičuća čvrstoća, te prema ovome treba obratiti pažnju na pojavu velikih slijeganja i slom nasipa. Jedna od mogućnosti poboljšanja karakteristika u ovakvom tlu je njegovo armiranje geotekstilom (netkani tekstil) ili povezanim polietilenskim cijevima, preko kojih mogu prelaziti teški građevinski strojevi. Kod nasipa na slabom tlu funkcija armature je "armiranje" i "razdvajanje". Kod niskih nasipa armatura sprečava propadanje krupnih komada kamena iz nasipa u podlogu (razdvajanje), a kod velikih nasipa sprečava tendenciju širenja na rubovima i preuzima smičuća naprezanja na rubovima. Na slici 36.1. dat je način kotvljenja armature u nasipima na slabom tlu putem savijanja na kraju nasipa (a), izradom berme (b) i ankerisanjem. Mnogo bolji uslovi transporta i rada u građevinskoj jami u vlažnoj sezoni mogu se obezbijediti dreniranjem i odvođenjem površinskih i podzemnih voda. Privremeni putevi trebaju biti osigurani iskopanim

445

Sl.36.1. Način polaganja i ankerisanja (kotvljenja) geotekstilne armature u nasipima na slabom tlu: savijanjem na kraju

446

kanalima uzduž puta, a kod podzemnih voda drenažama i zaštićenim pokosima šljunkom, kamenom, bez geotekstila ili sa njim (sl.36.2.). Kod blagog pokosa i niskog nivoa podzemne vode strujne linije gravitiraju kanalu i nema opasnosti od filtracije i iznošenja čestica tla sa pokosa (sl.36.2.-a). Kod strmijeg nagiba i višim nivoom podzemne vode nastaje filtracija na pokosu i postoji opasnost od ispiranja čestica i nestabilnosti pokosa (sl.36.2.-b). Ovo se može popraviti postavljanjem filterskog sloja po pokosu i izradom horizontalne drenaže (36.2.-С).

©

®

©

Sl.36.2. Filtracija vode u širokom iskopu ili pored privremenog puta: stabilno stanje (a), nestabilno stanje (b), povećanje stabilnosti pokosa drenažom (c), gdje su: strujnice (I), jarak pored puta (2), filter na kosini (3), drenažna cijev sa filterom (4), geotekstil (5).

Gradilišni saobraćaj može biti veoma intenzivan, a vozači nemaju dovoljnu preglednost, radi čega je potrebno izvršiti saobraćajnu signalizaciju kao i na glavnim putevima, jer se u posljednje vrijeme na gradilišnim saobraćajnicama često dešavaju udesi sa znatnim materijalnim i ljudskim gubicima.

Џ

.2.2.PRIPREMA GRADILIŠTA Z A IZGRADNJU

Priprema gradilišta za iskop počinje čišćenjem stabala, korijenja, žbunja i ostalog rastinja, označavanjem svih podzemnih telefonskih, elektro, plinskih, vodovodnih i kanalizacionih instalacija. Ovo je veoma značajno, jer se moćnim sredstvima za iskop i transport materijala znaju presjeći ove instalacije i izazvati poplavu gradilišta ili ugroziti život radnika i okoline. Često mogu biti izazvani veoma veliki materijalni troškovi što izaziva duži zastoj u izvođenju radova. Posebna pažnja mora se obratiti na električne podzemne i nadzemne kablove i prelaske strojeva preko njih i na rad u njihovoj neposrednoj blizini. Kod građevinskih jama sa podzemnom i nadzemnom vodom priprema gradilišta je složenija. Prethodno je potrebno izvesti vodozaptivne radove koji su složeni, opsežni i obično dugo traju. Za ove radove potrebno je sačiniti poseban program radova i zasebnu organizaciju izvođenja pripremnih radova. Ovo se posebno odnosi na izvođenje hidrotehničkih objekata (brane, strojarnice, preljevni organi i dr.), gdje je za formiranje građevinske jame potrebno izvesti obimne radove na zagatima i vodozaptivanju tla. Kod dubokih temelja, miniranja ili zabijanja šipova mora se obratiti puna pažnja na objekte u blizini gradilišta. Prije početka i više puta u toku rada treba prekontrolisati stanje na objektima, registrovati eventualne pukotine, slijeganja, oštećenja i dr., i to potkrijepiti fotodokumentacijom. Kod veoma bliskih objekata potrebno je provesti i zaštitne mjere na gradilištu i rad provoditi prema propisanim tehničkim uslovima. U fazi pripremnih radova treba kod velikih objekata definisati i ispitati mjesto za pozajmište materijala, kamenolom (eventualno) i odlaganje iskopanog materijala, posebno kada se radi o značajnim količinama. Pripremnim radovima se često poremeti prirodna okolina, te je nakon završetka svih radova potrebno rekultivisati područje oko objekta. 36.3. METODE ISKOPA I NJIHOVA STABILNOST U osnovi, razlikujemo široki, uski i kombinovani iskop u tlu i/ili stenskom masivu. Pod širokim iskopom podrazumijeva se masovni obimniji iskop u prostranoj građevinskoj - temeljnoj jami, gdje se može koristiti i moćnija mehanizacija za iskop i transport iskopanog materijala. Pod uskim iskopom podrazumijeva se kopanje u uskom, kao npr. za plitke temelje, temelje samce, temeljne trake, drenaže i za razne instalacije u raznim materijalima. 36.3.1. ŠIROKI I USKI ISKOP BEZ RAZUPIRANJA Posljednjih desetljeća razvili su se moćni strojevi za bušenje, iskop, utovar, prevoz i ugradnju nasutih zemljanih i kamenih materijala. Povećana je veličina, snaga, učinak i sigurnost strojeva, kao i njihov komfor, a time osigurana i veća ekonomičnost u radu. Iz velikog broja raznovrsnog strojnog parka umješnost je: (i ) izvršiti

447

pravilan izbor vrste, veličine i broja strojeva; (i i ) provesti uspješnu organizaciju korištenja strojeva; (i i i ) organizirati tekuće održavanje, generalne opravke i servisiranje sa nabavkom rezervnih delova i dr. Izbor strojeva za iskop najviše ovisi o količini i udaljenosti gomilanja materijala. Do 100 m skupljanja materijala ekonomičan je bulldozer (buldožer), kojim se materijal reže i gura na manju udaljenost. Za veće udaljenosti kod površinskog kopa, koristi se scraper (skrejper), koji u vožnji reže puni koš i prenosi ga na istovarno mjesto. On nije podesan za duboke iskope i male površine. Grader (grejder) je samohodni ili vučeni stroj, koji bočnim nožem reže tlo do 1,0 m visine i usmjerava ga na mehanički ekskavator, a ovaj u vozila ili samostalno poravnava nagibe kosina. Prikladna udaljenost je oko 800 1000 m. Razni tipovi mobilnih rovokopača služe kod dubljih iskopa na malom prostoru, kao što su temelji samci, trakasti temelji i rovovi za razne instalacije. Dragline (dreglajn) je korisni stroj kod iskopa u krugu oko kompletiranog temelja. Postoje i drugi razni tipovi strojeva za iskop u tlu, a oni se stalno usavršavaju. Pored strojeva za iskop, u ciklusu ugradnje materijala, važna su utovarna i transportna sredstva, kao i strojevi za sabijanje nasipa, te uređaji za selekcioniranje materijala. Za transport iskopanog materijala danas se koriste razna teretna vozila zapremine 10 ш3 do 40 m3. Što je veća dužina prevoza i što je veća ukupna količina materijala, potrebna su vozila veće korisne zapremine. Razastiranje materijala vrši se buldožerima, a zbijanje nasipa ježevima, glatkim valjcima, vibrovaljcima i pneumatskim valjcima. Iskop u stenskom masivu vrši se pomoću eksploziva, koji se ulaže u prethodno izbušene rupe raznim rotacionim tipovima strojeva za bušenje. Posljednjih decenija, kod širokih iskopa u čvrstom masivu koristi se tehnika "pre -splitting" (pre - spliting), kod koje se bušotine izvode oko perimetra iskopa na cijelu dubinu. Posebnim punjenjem bušotina i paljenjem prije od ostalih mina u iskopu vrši se "ravno" odsijecanje, bez prekopa. rješava se na prije dat način, u zavisnosti od parametara čvrstoće tla i uticaja podzemnih i površinskih voda. Bočne strane vertikalne ( a ) ili gotovo vertikalne ( b ) sa bankinama ili bez njih (c, d ) izvode se kod

Sl.36.3. Bokovi građevinske jame: vertikalan (a), blago nagnut (b), vertikalan sa bankinom u masivu sa nagibom slojeva prema vani (c), blago nagnut sa bankinom (dj, kosina iznad nivoa podzemne vode (e), djelomično ispod nivoa podzemne vode (/). manjih dubina bez razupiranja, ako geološka građa i struktura tla to dozvoljava i ako neće ostati tako dugo nezaštićene. Kod neosiguranih dužih bokova dobro je da se građevinska jama izvodi u kampadama, kako bi vrijeme od iskopa do njegovog zatvaranja bilo što kraće. ( 36.3.2./STABILNOST POKOSA U ŠIROKOM ISKOPU Četiri su glavna elementa koja treba uzeti u obzir prilikom determinisanja stabilnosti pokosa širokog iskopa: (;') vrsta i osobina tla, (U) dužina vremena koje se traži da iskop ostane otvoren, (i i i ) vremenski uslovi i (i v) dopustivi stepen rizika. Daljnji važan faktor je širina iskopa, odnosno građevinske jame, koja će se tretirati posebno. 36.3.2.1. Stabilnost pokosa u koherentnom tlu Plitke građevinske jame u koherentnom tlu kao što su normalno konsolidirane gline teoretski se izvodi bez razupiranja do dvostruke kritične dubine (jedn. 18.20.): D0=2DC = 2—Ц=. (36.1.) У- 4 к А Prema slici 36.4. bočne strane iskopa u homogenoj glini mogu kratkotrajno stajati nepoduprte, sve do pojave pukotina u vlačnoj zoni, kada dolazi do urušenja. Zato se iskopi veće dubine od Đcbezuslovno razupiru.

448

Sl.36.4. Raspodjela aktivnog pritiska (PA) u koherentnom tlu: aktivni klin pritiska (a), dijagram pritiska kada nema pukotina (b) i kada ima vlačnih pukotina u klinu do dubine Dc(c). Duboke i široke građevinske jame rade se sa vertikalnim ili kosim nagibima, sa međubankinama ili bez njih (sl.36.3.). Izvođenje blažih kosina (e, f ) je povoljnije ako je prostor oko građevinske jame slobodan i ako višak materijala ima gdje da se ugradi, s tim da je trošak iskopa za kosine manji od razupiranja. Nagib kosina (1:и) dimenzioniramo tako daje koeficijent sigurnosti (F s) barem 1,2. Kada je nivo vode viši od kote dna iskopa (si.36.3.-f), nagib kosine ispod nivoa vode mora biti blaži od kosine iznad vode, posebno u slučaju pumpanja vode iz građevinske jame, zbog mogućeg delovanja strujnog pritiska. Stabilnost kosina Dok nema pukotina, rezultirajući pritisak tla jednak je nuli (sl.36.4.-b), a pri njihovoj pojavi u glinovitom tlu aktivni pritisak (P A ) djeluje ispod gornje kritične visine (D c ). U ovome slučaju građevinska jama se mora razuprijeti. Čvrsta glacijalna ilovača može dugo da stoji gotovo vertikalno, sa manjim urašavanjem na površini kao rezultat delovanja maza ili erozije pijeska iz ilovačastog materijala. Ima primjera da je iskop dubine do 12,0 m bio nepoduprt šest mjeseci, stoje, naravno, veoma rizično. Čvrsta ali ispucala glina zadaje poteškoće kod stabilnosti pokosa. Klizanja u ovakvom materijalu su najčešće rotaciona po predisponiranim ravnima ispucalosti. Ako nema rizika za konstrukciju i radnike, nagib kosine može da iznosi 1:0,5, u suprotnom 1:2 ili 1:2,5. Često se pokosi za kraći period obezbjeđuju polietilenskim prekrivačima radi sprečavanja dotoka vode u pukotine. Određena sigurnost kosine dobije se stepenastim njenim izvođenjem u slučajevima kada građevinska jama ostaje duže vremena otvorena. Nekada se pokos građevinske jame površinski zaštićuje mrežama ili mrežama i torkretom (špricanim - mlaznim betonom) sa horizontalno bušenim drenažama. 36.3.2.2. Stabilnost pokosa u nekoherentnom tlu Kosine od suhog pijeska i šljunka mogu stajati pod uglom koji je ekvivalentan prirodnom uglu mirovanja bez obzira na dubinu. Vrijednosti ovih uglova date su, prema Terzaghiju i Pecku u tabeli 36.1. (Tomlinson i Boorman, 1995). Podzemne vode obično izazivaju najviše poteškoća kod iskopnih radova. Tekuće podzemne i površinske vode utječu na stvaranje erozivnih procesa i nestabilnosti sve do kolapsa pokosa u otvorenoj građevinskoj jami. Posebno izazivaju poteškoće slojevi prašine ili prašinaste gline unutar pješčanog tla sa podzemnom vodom. Ovi proslojci prašine ili prašinaste gline podvrgnuti su tečenju od površine prema unutrašnjosti i izazivaju poremećaje do sloma i povlače za sobom više stabilnih slojeva tla. U ovome slučaju rješenja su sa jednozidnim drvenim, čeličnim, ili betonskim zagatima (pribojima). 36.3.2.3. Stabilnost pokosa u stenskom masivu Stijenski masiv je ispucao i prožet mnogim sistemima diskontinuiteta, tj. rasjeda, pukotina, prskotina i drugih kraških fenomena. Zbog ovoga se ne može uzeti kao siguran vertikalan iskop bokova građevinske jame i bez poteškoća. Stabilnost pokosa ne ovisi o čvrstoći na smicanje kamena kao monolita, već o položaju i uglu nagiba slojeva, ispuni između slojeva i stepenu oštećenosti stijenskog masiva. Ukoliko slojevi imaju nagib od iskopa prema unutra, može se vertikalni ili skoro vertikalni pokos iskopa uzeti kao stabilan (sl.36.5.-a). U ovom slučaju, ovisno o vrsti stijenskog masiva, bit će eventualno potreba samo za površinskom zaštitom od mreža, sa ankerima ili bez njih, radi sprečavanja manjih površinskih otkidanja komada kamena. Za slučaj pada slojeva prema iskopu ili ako su uslojeni i izlomljeni kameni blokovi na sloju razdrobljene kamene sitneži ili na grusu, potrebna je zaštita pokosa (sl.36.5.-b i c).

449

Uglovi mirovanja za Tabela suhi pijesak suhog Vrsta pijeska i Šljunka«Prirodni ugao nagiba 36.1. pijeska Си(° j Ravnomjerno zaobljena .zrna .r::\ Uglasta zrna dobro graniiliranaRastresit28,534Zbijen33,046

Sl.36.5. Iskop u uslojenom (3) stenskom masivu: stabilan pokos (a), nestabilan sa nagibom slojeva prema iskopu (b), nestabilan pokos zbog sloja sitnog (1) materijala (cj, te nestabilnost pokosa zbog proslojaka gline (2) i nagiba slojeva prema iskopu (d). Vlažni pijesak i pjeskoviti šljunak posjeduju izvjesni stepen kohezije, te može bok iskopa građevinske jame da stoji vertikalno izvjesno vrijeme, čak i do nekoliko nedjelja. Nestabilnost strmih pokosa u ovome tlu može biti izazvana vodom i vjetrom, ili oštećena usljed operativnih izvođačkih zahvata. Stabilnost pokosa može se povećati i površinski zaštititi slojem špricanog (torkret, mlazni beton) betona na čeličnoj mreži pričvršćenoj kratkim geotehničkim ankerima za tlo. Na vertikalnim ili blago nagnutim kosinama špricani beton se uspješno primjenjuje u slojevima 20 - 60 mm. Zaštita se izvodi od čelične mreže pričvršćene stijenskim ankerima, preko čega se nanosi jedan ili više slojeva špricanog betona. U složenijim uslovima izvode se betonski tanji zaštitni zidovi, koji se prednapregnutim ili običnim ankerima učvršćuje u stijenski masiv (sl.36.6.). Nestabilnost pokosa mogu da izazovu proslojci gline između blago nagnutih slojeva stijenskog masiva (sl.35.5.-d). Stabilnost pokosa iskopa u stenskom masivu ovisi o više faktora, a posebno od: a) vrste stijenskog masiva u kojem je pokos izveden; b) strukture, stratifikacije i položaja stijenskih formacija, kao što su npr. ugao, nagib i položaj slojeva i dr.; c) geometrije poprečnog presjeka pokosa bez bermi ili sa njima; d) stepena izlomljenosti (skrašenosti) stijenskog masiva; e) fizičko - mehaničkih osobina masiva; f) oštećenosti masiva prilikom miniranja; g) raspodjeli primarnih i sekundarnih napona prije i nakon iskopa; h) položaju podzemne vode ili sadržaju vlažnosti; i) seizmičkim i drugim silama koje mogu da djeluju na masiv oko građevinske jame itd.

Sl.36.6. Osiguranje kosine ankerisanjem: stijenski masiv odpješčara sa rasjednom zonom i pukotinama osiguran prednapregnutim ankerima (a) (Jašarević, 1987), osiguranje dijeta zgrade i kosine BBRV štapovima 012 mm zainjektiranim u glinovito laporovitom stenskom masivu (bj, (Čagalj i dr., 1987), gdje je: ankeri (1), pukotine (2), rasjedna zona (3), filter — plastika (4), filter — beton i drenažna cijev (5), izravnavajući beton (6), zaštitna betonska obloga (7), armirano — betonska konstrukcija (8), predinjektiran trošni lapor (9), BBRV štap 012 mm u bušotini 0101 mm (10).

450

betonskim zidom i prednapregnutim ankerima. Na slici 36.6. dato je ankerisanje labilnog stijenskog bloka pješčara pored željezničke pruge (a) i ankerisanje BBRV zainjektiranim ankerima (b) u masivu od krečnjačko glinovitog lapora ispod objekta u blizini željezničke pruge. /36.4Ј RAZUPIRANJE USKIH ISKOPA Izuzetno važan faktor kod iskopa uskih rovova za temelje samce ili trakaste temelje, drenažne rovove, potporne zidove, infrastrukturne radove i dr., jeste stabilnost strana rova od urušenja. U slučaju dubokih a uskih rovova moguća su tolika obrušavanja koja mogu da izazovu zatrpavanje radnika, što se u tome momentu nalaze unutar rova. Radi ovoga u mnogim zemljama postoje propisi o zaštiti radnika i oni regulišu obavezu razupiranja ovisno o dubini rova i vrsti materijala. Isto tako je važno voditi računa o udaljenosti deponovanja iskopanog materijala, kao i definisanju prostora za kretanje vozila i mehaničkih sredstava na dovoljnoj udaljenosti od ivice iskopa rova. 36.4.1. O/PĆI PRINCIPI RAZUPIRANJA Kada je ograničen prostor na kome vršimo iskop, a dubina je veća od kritične (D C ), moramo vertikalne bočne strane iskopa osigurati tako da bude u njemu bezbjedan rad. Privremeno osiguranje bočnih strana iskopa ovisi o vrsti tla, nivou podzemne vode, dubine i širine iskopane površine i o vremenu potrebnom za završetak radova. Koherentni materijali kao što su: čvrsta glina, kompaktan i suh glinom obavijen šljunak, cementiran pijesak, škriljac, lapor, uslojeni stijenski masiv i si. mogu neko vrijeme da budu nerazuprti. Obično se vrši samo mjestimično razupiranje na ispucalim i rahlim mjestima, što ovisi i od dubine i vremenskih prilika. Kod iskopa u nekoherentnom tlu potrebna je potpuna oplata obično od horizontalnih (ili vertikalnih) dasaka (talpi) sa vertikalnim gredicama i horizontalnim razuporama. U pijesku ili prašinastim tlima sa vodom osiguranje se vrši prethodno zabijenim vertikalnim drvenim talpama. Vertikalne talpe imaju prednost naročito kod lošijih materijala i ako se iskop radi u blizini postojećeg objekta. Za osiguranje strana uskog rova koristi se drvena građa, metalne talpe, ili metalne pokretne oplate ili njihove kombinacije. V eoma često se izvode osigura nja pokosa sklonih klizanj u (sl.36.6 .-a), ili radi osigura nja objekat a u neposre dnoj blizini (sl.36.6 .-b), obložni m armiran o-

451

Sl.36.8. Razupiranje uskih iskopa sa horizontalnim (a) i vertikalnim (b) talpama u nevezanom tlu, sa detaljima I i II, te razupiranje u nepravilnim vertikalnim stranama sa vertikalnim talpama na međuodstojanjima (c), gdje su: razupore (1), vertikalni stupovi (2), horizontalne talpe (3), klamfe (4), klinovi (5), horizontalne grede (6), vertikalne talpe (7), daske ili talpe kod nepravilnog iskopa (8). 36.4.2. RAZUPIRANJE DR VENOM GRAĐOM Vertikalno iskopani bokovi građevinske jame u nekoherentnom tlu osiguravaju se obično horizontalnim daskama (talpama) i vertikalnim stubovima, koji se međusobno razupiru drvenim razuporama sa klinovima, kojima se vrši njihovo učvršćenje (sl.36.7.-a). Ukoliko kohezija tla dozvoljava, talpe se mogu postavljati sa međuodstojanjima, čime se postiže određena ušteda. U koherentnom tlu mogu se u uskom rovu postavljati mjestimično horizontalne talpe i svaka ponaosob razuprijeti (sl.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 učvršćuju klinovima obično sa jedne strane (sl.36.7.-c). Drvena građa je obično rezana, ali se za razupore koriste i oblice. U upotrebi su i metalni razupirači na

Sl.36.7. Razupiranje uskih iskopa za temelje u koherentnom tlu: razupiranje sa horizontalnim (a, b) i vertikalnim (c) talpama sa klinovima (I), gdje su kod (b) mjestimične horizontalne talpe razuprle pojedinačnim razuporama. Metalni razupirač sa vretenom na vijak (d). izvijanje (sl.36.7.-d) koje je moguće prilagoditi širini iskopa.

452

U nekoherentnom tlu obično se oblažu u cijelosti vertikalne strane horizontalnim (si.36.8.-a), ili vertikalnim (sl.36.8.-c) talpama sa razuporama na udaljenosti po visini na 1.0 — 2,0 m. U slučaju neravnomjernog iskopa, ili na mjestima gdje se urušio materijal, obično se dodaje razna građa radi popune prostora (sl.36.8.-c). Vertikalne talpe postavljaju se jedna do druge u nekoherentnom ili na razmaku u koherentnom tlu. Klinovi za učvršćenje postavljaju se prema detaljima I i II (sl.36.8.). Kada se kopaju dublje jame u slabo vezanom tlu, u suhom ili u podzemnoj vodi sa manjim doticajem vode, ugrađivanje horizontalne oplate zadaje velike poteškoće. U ovom slučaju primjenjuje se zabijena rudarska ili jamska drvena oplata (si.36.9.). Za rad se koriste talpe za oblogu, oblice ili gredice za podupiranje i razupiranje, te klinovi od tvrdog drveta za učvršćenje talpi. Debljine talpi, koje mogu biti i metalne, ovise o veličini bočnog pritiska, kao i o proisteklom otporu pri zabijanju talpi. Radi lakšeg zabijanja talpe se zatešu sa jedne ili obje strane, a mogu se i okivati limom, radi višestruke upotrebe. Kada se iskopa jama dubine do 50 cm, što ovisi o kohezivnosti materijala, postavi se vodoravni okvir oko kojeg se zabijaju talpe, a istodobno vrši iskop. Kod veoma nestabilnih materijala može se iznad rova ili šahta izvesti ram sa podupiračima, preko kojeg se zabijaju talpe, odmah sa površine tla. Talpe (platnice) se zabijaju ručno, ili lagahnim pneumatskim zabijačima. Kada se izvrši iskop obično na ^ dubine zabijenih talpi, učvršćuju se uz njih vanjski i unutarnji okviri između kojih se zabijaju do prikladne dubine nove talpe (sl.36.9.). Vodoravni se okviri razupiru horizontalnim i vertikalnim razupiračima kako bi cio sistem bio stabilan. Pojedine čvorne veze ukrućuju se i metalnim sponama (klamfama).

®

©

®

Sl.36.9. Razupiranje pomoću zabijenih talpi (rudarska oplata): poprečni presjek kroz oplatu (a), detalj (A) sa dva (b) tjednim (c) klinom, te dvostrukim redom talpi (d), gdje su: vertikalne talpe (1), ulošci - podmetači (2), vertikalne razupore (3), horizontalne razupore (4) i klinovi (5). 36.4.3. OSIGURANJE ČELIČNIM TALPAMA I PROFILIMA . U izvjesnim slučajevima koriste se čelične talpe raznih profila za osiguranje vertikalnih strana iskopa ukoliko nema ograničenja zabijanju koja izazivaju potrese i buku. Zabijanje talpi i njihovo spajanje vrši se kao i kod jednostrukih zagata (priboja), s tim da se sukcesivno sa iskopom vrši njihovo razupiranje, obično valjanim profilima. Da bi se omogućio mehaniziran iskop, potrebni su širi prostori između razupora, što se postiže njihovom koncentracijom u pojedinim prostorima (sl.36.10.-a, b). Stabilnost razupornog sistema u vertikalnom smjeru obezbjeđuje se povećanjima ili smanjenjima razmaka između horizontalnih razupora. Kada prostor i oblik objekta imaju povoljne odnose, mogu se bokovi osigurati u obliku svoda, kao na slici 36.10.-c, čime se dobije veći prostor za mehanizovani iskop temelja za objekat.

Sl.36.10. Šema razupiranja čeličnim talpama i okvirima šire građevinske jame za mehanizovani iskop: tlocrt uže (a) i šire (b) građevinske jame, zasvođena zabijena čelična oplata sa metalnim potporama (c), gdje su: metalne talpe (1), čelični

453

Kod sitnog pijeska sa vodom zabijaju se dvostruke talpe (si.36.9.-d) radi sprečavanja isticanja pijeska kroz sastave talpi. Zabijanje talpi vrši se pod uglom od 10"-20" prema osi jame, koja je vertikalna, a učvršćenje se vrši drvenim klinovima (si.36.9.-b -c i d). Ovaj način temeljenja je skup i obično se radi kod manjih površina, kada se kopa ručnim alatom i eventualno bagerom. Prikladan je za rad u tlu sa samcima i drugim većim preprekama koje se uklanjaju kopanjem. Danas se primjenjuju savremene metode podgrađivanja koje omogućuju visoko - mehanizovani iskop materijala iz građevinske jame, a one će se opisati u narednim izlaganjima. Kod povoljnih uslova tla talpe se mogu zabijati do dubine 15,0 m, ali u tlu sa samcima ili u kompaktnom šljunku ova dubina je manja. Moguće je zabiti talpe do ovakvih prepreka i izvršiti iskop, te ukloniti prepreke i nastaviti dalje sa zabijanjem do potrebne dubine. Cesta je Primena čeličnih nosača koji se zabijaju u tlo i između njih ulažu horizontalne daske - oplate koje se učvršćuju klinovima (sl.36.11.). Ovaj načinje posebno prikladan kod većih dubina i ako u tlu ima samaca kroz koje se ne mogu zabiti čelične talpe. Najprije se zabiju čelični valjani nosači I presjeka, na međusobnom razmaku 3,0 - 4,0 m. Kako se iskop produbljuje, tako se stavljaju horizontalne talpe, koje se pomoću klinova na više načina priljubljuju uz tlo

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja

36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje građevinske jame

(sl.36.11.). Talpe moraju biti tolike dužine da se mogu uvući u utore nosača i to prvo jednim, a zatim drugim krajem.

Sl.36.11. Osiguranje uskog iskopa pomoću vertikalno zabijenih čeličnih nosača i drvene oplate: horizontalne talpe (a) sa klinovima i bez klinova (b), te sa vertikalnim talpama (c), gdje je: I nosač (1), horizontalne i vertikalne talpe (2), razupore (Зј, vertikalni podupirači (4), veze (5), čelične veze (6), učvršćene čelične veze (7), klinovi (8), horizontalne gredice (9) (Tomlinson i Boorman, 1995).

Talpe se mogu postavljati i bez ukrućenja klinovima (sl.36.1 l.-b), s tim da se pritisnu materijalom iza njih. Razmak između njih je obično 3 - 5 cm, kako bi se mogla voda izdrenirati, čime se sprečava porast hidrostatskog pritiska na zaštitnu oplatu. U dnu se ne postavlja daska već ostavlja otvor za prolaz vode u kanal u dnu građevinske jame iz koje se ispumpava voda. Daščana oplata (talpe) može se postavljati i u vertikalnom položaju, s tim da se horizontalne gredice vezuju čeličnim sponama, koje se na taj način drže na odstojanju i iza kojih se zabijaju vertikalne talpe (sl.36.1 l.-c). Ovakav tip osiguranja uskih iskopa mnogo se i danas koristi u Njemačkoj, a i u nekim drugim zemljama i poznat je pod nazivom "Berlinski tip zagatnog zida" (Nonveiller, 1981). Zabijeni Čelični nosači su tipa I ili 2U, između kojih se kao oplata koriste prednapregnute armirano - betonske talpe umjesto drvenih. Cesto se aktivni pritisak tla umjesto razupiranja preuzima injektiranim običnim ili prednapregnutim zategama u dva ili više redova, kod većih dubina i znatnih površina u uskom ili širokom iskopu. /36.4.4.

i

RAZUPIRANJE USKOG ISKOPA PRENOSNOM METALNOM OPLATOM

U principu ovaj tip osiguranja možemo podijeliti na (Tomlinson i Boorman, 1995): (i ) hidrauličke ramove, (i i ) razuprte vertikale, (iii) kutijasta osiguranja, (i v) klizajuće panele i (v ) metalni štit. Svi ovi sistemi odgovaraju za stabilna tla, koja se drže ne razuprta za određeno vrijeme do postavljanja odabranog sistema zaštite. Iskop rova vrši se mašinski i sa istim strojem obično se obavljaju radovi na spuštanju i podizanju ovoga sistema razupiranja. Pogodni su za radove u čvrstim i mehkim glinama, zbijenom pijesku i šljunku, slabim stijenama, laporacu i si. Mogu se koristititi i u vodom zasićenom šljunku i pijesku, ako se prethodno sistemom bunara snizi nivo podzemne vode.

456

Temeljenje

Temeljenje 454



Sl.36.I2. Razupiranje pomoću sistema vertikalnih metalnih profila spojenih hidrauličkim razupiračima: zabijanje vertikalnih profila (a) postavljanje gornjeg i donjeg rama sa razupiranjem hidrauličkim raspinjačama (b), gdje je: vertikalni zabijeni metalni profili (1), horizontalne projilisane gredice (2), hidraulička raspinjača (3), pumpa (4), (Tomlinson i Boorman, 1995).

V—

Hidraulički ramovi sastoje se od verlikab-o Ijenih metalnih profila na određenom razmaku, ovisno o vrsti tla, koji se po •. ■> < • ..' .*ute hidrauličkim raspinjačama (sl.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 hidrauličke razupore koje se upumpavanjem dovedu u čvrsto ramovsko stanje, podešeno širini rova. Razupiranje pojedinačnih vertikalno zahijenih metalnih profila vrši se hidrauličkim raspinjačama. Ne postoje, znači, horizontalni profili već se svaki vertikalni profil pojedinačno po visini razupire slično na slici 36.12. Primjenjuje se kod koherentnih materijala sa stabilnijim vertikalnim stranicama rova. Kutije (boksovi) za osiguranje uskog iskopa sastave se na tlu i spuste u prethodno iskopani rov. Pomoću vretena podešava se njihova širina, a po visini se mogu nastavljati jedna na drugu (sl.36.13.-a). Na ovaj način se kutijastim oblikom oblože potpuno sve strane iskopa. Važno je da ne dođe do urušenja rova do momenta spuštanja oplate. Klizeći paneli se stavljaju između prethodno postavljena dva para vertikalnih profilisanih stubova u rov sa terena (si.36.13.-b). Spuštanje panela vrši se sukcesivno sa napredovanjem iskopa i postavljanja vertikalnih stubova. U dubljim rovovima mogu.se paneli nastavljati jedan na drugi.

®

® /36.5})RAZUPIRANJE ŠAHTOVA

Prije opisani sistemi za razupiranje uskih rovova koriste se i za osiguranje šahtova pri njihovom iskopu. Tako npr. kod iskopa šahta u nevezanom tlu, sa doticajem podzemne vode, koristi se zabijena - rudarska oplata (si.36.9.), kao i ostali tipovi u koherentnom tlu. U slučaju šahtova malog poprečnog presjeka koriste se samo obodni ramovi, bez dodatnih razupora i kosnika (sl.36.14.-a), jer oni sa vanjskom oplatom i unutarnjim ukrućenjima daju dovoljnu krutost sistemu. Na ovaj način ostaje unutar šahta slobodan prostor za izradu temelja objekta. Za veće poprečne presjeke potrebna su unutarnja ukrućenja, koja se postavljaju na način da sredina presjeka ostaje slobodna (sl.36.14.-b), za rad sa kranom, ili sa nekim drugim mehaničkim strojem. Pravougaoni oblik šahta obično se u sredini presjeka razupire, a na krajevima ukrućuje (sl.36.14.-c). Kod manjeg presjeka šahta potrebno je, za materijale koji bubre, ugraditi na kraju jedan ili dva elementa (klina) od mehkog drveta, koji se u slučaju potrebe mogu podići željeznom polugom, kako bi se izbjeglo prenaprezanje i pucanje obodnog rama (sl.36.I4.-a, c).

456

Temeljenje

Temeljenje 455



SI. 36.14. Metode razupiranja šahtova: mali šaht (a), veći presjek šahta pravougli šaht (c), gdje su: oplata - talpe (1), SI.36.13. Razupiranje uskog rova: kutijasti sistem (a) i (h), sistem obodni ramovi (2), elcmcnat mehkog drveta (3), košnici (4), pomoću panela (b); (Tomlinson i Boorman, 1995). međurazupore (5), prečke (6), raspinjača (7), ukrute (8). Metalni štit sastoji se od dva metalna panela čvrsto spojena i vuče se uzduž rova pomoću krana ili pomoću mašine za iskop. Najčešće se koristi kod polaganja cijevi u kontinualni rov, koji se sukcesivno kopa, polaže cijev i zatrpava. U praksi je čest slučaj osiguranja šahta u uslovima različitog sastava tla po dubini. Jedan takav primjer dat je na slici 36.15., gdje je u gornjem sloju šljunak i pijesak sa podzemnom vodom, a ispod njega zbijena plina Do glinenog sloja izvede se širi šaht sa talpama jedna do druge, ili se zabiju duple - ine. kako bi se

456

Temeljenje

Temeljenje 456


se njihovo razupiranje

spriječilo prodiranje vode u šaht. horizontalnim U kanalu izvedenom u glinenomu razuporama sloju skuplja se voda, koja se drenira i ispumpava iz šahta. Dio šahta u glinenom sloju izvodi se sa razmaknutim talpama, na već opisan ® ® način.

dnu

(sl.36.16.-b),

umjesto

SI.

i

ti ~~ —]

I—

1 ---------_ šahta zidova

1

ц

Sl.36.15. Osiguranje u vodonosnom sloju pijeska i šljunka iznad čvrstog sloja gline (Tomlinson i Boorman, Р^1995), gdje su: pijesak i šljunak čvrsta glina (2), ---------(4), obodni (1), podupirač (3), ukrućenja ram (5), oplata - talpe 1 (6), razupore (7), talpe na razmaku (8), obloženi kanal za skupljanje vode (9).

J E E

V

I ш

1

*

1-150-'-2.00-3.0

SI. 36.16. Osiguranje bokova široke građevinske jame horizontalnim talpama i vertikalnim ukopanim (a), ili u dnu razuprtim (b) stubovima.

Kod zaštite bokova građevinske jame većih dubina stubovi se podupiru kosnicima oslonjenim na dno temeljne jame (sl.36.17.-a). Košnici se raspoređuju tako da njihovi oslonci što manje smetaju iskopu i izradi temelja objekta. Broj kosnika i njihov presjek ovisi o razmaku stubova (1,50 - 3,00 m), dubini iskopa i pritisku tla.

Temeljenje

457

Temeljenje

461


Sl.36.17. Razni načini podupiranja široke građevinske jame: podupiranje pritisnutim kosnicima u građevinskoj jami (a), vlačno razupiranje iza iskopane građevinske jame, sa ukopanim stupom (b) i poduprtim sipom (kolcem) (c). Za inverzan slučaj izmjene slojeva tla od onih datih na slici 36.15. i osiguranje se izvodi suprotno od prikazanog, tj. u glinenom gornjem sloju oplaćivanje se vrši sa odstojanjem, a u pijesku i šljunku u donjem sloju, oplata se postavlja bez razmaka radi vodonepropusnosti. 36.6. PODUPIRANJE ŠIROKIH ISKOPA Podupiranje bokova širokih iskopa ovisi prvenstveno od osobina tla, držanju bokova građevinske jame, pritiska tla, mogućnosti i načina iskopa, veličine građevinske jame itd. Osiguranje se kao i kod uskih iskopa vrši drvenom građom, čelikom i njihovim kombinacijama, kao i prednapregnutim armirano - betonskim elementima. Najjednostavniji je način osiguranja bokova građevinske jame kada se one drže vertikalno izvjesno vrijeme do njihovog podupiranja, stoje obično slučaj kod kohezivnih materijala i manjih dubina. Najčešće se kod manjih dubina horizontalno postavljene talpe (ili daske) podupiru vertikalnim stubovima ukopanim u tlo (sl.36.16.-a) ili, ako su stubovi malo ili nimalo ukopani u tlo, vrši Umjesto podupiranja u samoj jami stubovi se mogu ankerisati izvan građevinske jame (sl.36.17.-b). To se postiže vezivanjem stuba pomoću kliješta za kolac ili šip zabijen u tlo izvan građevinske jame na dovoljnom odstojanju od ivice jame, kako bi se osigurala stabilnost bokova jame. Kliješta se vezuju za zabijeni šip zavrtnjima, poslije nabijanja klinova. Stubovi se podupiru kosnicima direktno sa zasjekom, putem podmetača radi osiguranja protiv klizanja ili preko horizontalnih greda (sl.36.18.). Do dubine 4,0 m obično se podupiranje izvodi sa po jednim kosnikom po visini (sl.36.17.-a), a kod većih dubina sa dva ili više kosnika, što ovisi o vrsti materijala i aktivnom pritisku tla (sl.36.18.).

Sl.36.18. Podupiranje vertikalnog iskopa kosnicima (a), sa detaljima spoja sa stupom (b) i nalije ganja na tlo (c). 461 Temeljenje

Temeljenje

458


Kada je iskop vertikalno i pravilno iskopan, mogu se talpe postavljati uz površinu iskopa i učvrstiti klinovima postavljenim između stubova i talpi. Može biti svaka talpa učvršćena klinovima ili po dvije talpe skupa. Kod kosog ili nepravilnog iskopa može se prostor izvan talpi zasuti materijalom, a bolje je ispuniti ga građom.

®

®

SI.36.19. Podupiranje kosnicima u uglu građevinske jame: košnici u jednoj tački i pojedinačno (a), lepezast raspored kosnika (b), gdje su: košnici (I), stubovi (2), ukrućenja (3), klinovi (4), kratki šipovi (5), oplata - talpe (6), razupirači (7).

U uglovima građevinske jame košnici mogu imati zajedničku ili odvojenu potpornu tačku (si.36.19.-a) ili se mogu postaviti lepezasto u osnovi, sa zajedničkim ili odvojenim osloncem (sl.36.19.-b). Kod lepezaste osnove stabilnost vertikalnih stubova osigurava se razupiračima, jer se pravci opterećenja od stubova ne poklapaju sa pravcima kosnika (7).

Sl.36.20. Fazni iskop (I - IV), sa podupiranjem oboda široke građevinske jame. Košnici se oslanjaju direktno na zemljište ako je tlo dovoljne nosivosti, da primi od njega opterećenje. Kada ovo nije slučaj, podmeću se talpe, grede ili izvode oslonci pomoću kratkih, kosih ili vertikalnih šipova zabijenih u tlo (sl.36.18.-c). Ovi razni podmetači stavljaju se ispod jednog ili više kosnika tako da se opterećenje prenosi preko veće naliježuće površine. Oslanjanje uvijek ide preko klinova od tvrdog drveta, kojima se naprežu košnici radi čvršćeg podupiranja, a služe i za lakšu demontažu potporne konstrukcije. Kada ima više dugačkih kosnika, oni se mogu povezivati ukrućenjima kako bi se smanjila dužina izvijanja.

Temeljenje

459

Temeljenje

461


Kao alternativa metalnim talpama koriste se zabijeni čelični nosači sa ispunom od drvenih ili prednapregnutih talpi (sl.36.22.), kao što je to bio slučaj i kod osiguranja uskih iskopa. Prikaz zaštite i potpore na uglu iskopa dat je na slici 36.22.

Sl.36.22. Osiguranje iskopa građevinske jame na uglu od čeličnih nosača zabijenih u tlo i ispunom od drvenih, metalnih ili betonskih talpi, gdje su: H nosači (I), oplata (2), čelične podupore (3), oslonci (4), metalni klinovi (5). (Tomlinson i Boorman, 1995). Kod nekoherentnog tla kopanje u širokom iskopu vrši se istovremeno sa podupiranjem. Može se kopati cijela jama sa kosinama po obimu, uz istovremeno i sukcesivno podupiranje bokova građevinske jame, ili dio po dio po visini i u kampadama po dužini jame (sl.36.20.). Bokovi građevinske jame kopaju se i podupiru odozgo naniže, tako da svaki dio zaštitnog osiguranja ima svoje posebne kosnike. Moguće su i druge metode iskopa i obezbjeđenja jame, ali se u praksi najčešće koristi opisani metod osiguranja i širokog iskopa na mehanizovani način. U veoma velikim građevinskim jamama osiguranje bokova može se izvesti od zabijenih metalnih talpi, koje se sukcesivnim iskopom po visini razupiru čeličnim profilisanim nosačima (sl.36.21.). U nevezanim i mehkim materijalima prvo se zabiju talpe i vrši iskop do prve berme, nakon čega se izvrši prva faza razupiranja (sl.36.21.-a, b). Ma sličan način se izvede druga faza iskopa i razupiranja i, konačno, treća faza u nivou temeljenja objekta.

Temeljenje

460

Temeljenje

461


Sl.36.21. Iskop u širokom olkopu sa osiguranjem čeličnim talpama i potporama, izvedenim u fazama: zabijanje talpi i iskop I faze (a), podupiranje u l fazi (b), iskop ii faze i razupiranje u drugoj fazi (ej, konačna faza iskopa i razupiranje (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje su: čelične talpe (1), iskop do prve berme (2), ovješenje čeličnog horizontalnog I nosača (3, 4), čelična razupora (5), metalni šip (6), definitivni pod (7) i ukrućenja (8). Osiguranje pokosa kod stijenskog masiva vrši se mrežama; mrežama i ankerima; mrežama, ankerima i špricanim betonom u jednom ili više slojeva. Samostalni blokovi osiguravaju se stijenskim ankerima, pojedinačno ili u grupi, što će se delomično objasniti na kraju ovoga poglavlja. Nekada je potrebno izvesti i stalnije objekte od armiranog betona sa ankerima da bi se poduprla stijenska masa sklona pokretu (si.36.6.). 36.7i OSIGURANJE GRAĐEVINSKE JAME DIJAFRAGMOM U uvodnom dijelu (tač.25.4.2.), kao i kod objašnjenja betonske dijafragme kao zagatnih zidova (tač.33.1.5.) dat je tehnološki način izrade dijafragmi, a u poglavljima 34. i 35. prikazano je više primjera primjene dijafragmi kod zagata za temeljenje u vodi i kod građevina od nasutih materijala. U ovome potpoglavlju dat

Temeljenje

461

Temeljenje

461

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja_________________________ 36. Pripremni radovi u tlu i osiguranje građevinske jame

će se statički tretman i više praktičnih primjera osiguranja građevinskih jama u urbaniziranim područjima kontinuiranim dijafragmama, gdje je izuzetno raširena njena Primena, kod nas i u svijetu, zbog obično ograničenog prostora i izbjegavanja gradiiišne buke. Njome se obično kombinuje osiguranje dubokog iskopa za temelje i konstrukcione elemente građevine i njenih temelja. U ovome slučaju dijafragma, izvedena na prije opisani način, je od armiranog betona, dimenzionirana tako da preuzme aktivni pritisak tla i, eventualno, vode, kao i da prenese vertikalna opterećenja od povjerenog joj dijela konstrukcije. Horizontalne sile preuzimaju se obično geotehničkim bušenim i prednapregnutim ankerima, razuporama unutar građevinske jame ili drugim konstruktivnim horizontalnim dijelovima objekta. Do prije 40 - 50 godina zaštita građevinske jame i izvođenje dubokih temelja mogli su se izvesti već obrađenim načinima: pribojima, (jednostruki zagati), zagatima, šipovima, bunarima, otvorenim ili zatvorenim sanducima i kesonima. Svi ovi načini omogućavali su izvođenje temeljenja na dubini do 35,0 m i to kod složenih uslova tla, sa dosta poteškoća, i sa dužim rokom građenja i visokom cijenom koštanja. Dijafragmom se postižu veće dubine, osigurava bolja vodonepropusnost, postiže niža cijena koštanja i kraći rok izgradnje, tako da je posljednjih decenija za duboka osiguranja i temeljenja postala nezamjenljiva metoda.

® X-HS0MAX.NW MIJEŠANI 4GPMIN.NPV KAMENI ® --------NASIP

=30 KFTI Г=2 0"

120.00

C

CI /СН KPO

r;20KN/M3 ML/SFC C:10 Ш

F=11KN/ M3;F CRO Џ6

Г=З*

jrg! Ш/ОР

r=20 KN /M3
= 28'

V

ш*

Prethodnim izlaganjima obuhvaćene su dijafragme kao protufiltraeione zavjese ispod hidrotehničkih objekata i kao vodonepropusne jezgre u tijelima brana i nasipa. U narednim izlaganjima prezentirat će se neki praktični primjeri: (i) nosivih i vodonepropusnih zaštitnih zidova kod temeljnih jama, (U) nosivih konstruktivnih elemenata kod dubokih temelja, (iii) potpornih i obložnih konstrukcija, (iv) drenaža i si. Za petospratnicu bilo je potrebno iskopati podrumski dio dimenzija 30,0 х 72,0 m, na dubini od maksimum 7,0 m, u tlu različitog sastava, ali bez prisustva vode. U neposrednoj blizini na dvije strane građevinske jame nalazili su se postojeći temelji. Osiguranje građevinske jame obavljeno je diskontinualnom armirano - betonskom dijafragmom, sa lamelama i međurazrnakom od po 2,5 m (sl.36.23.-a). Između lamela dijafragme (panela elemenata) 2,5 х 0,60 m i visine 14,0 m odnosno 13,0 m ulagane su u utore drvene platnice do projektovane kote podrumske ploče, čime je ostvarena značajnija ušteda, i dovoljno sigurno rješenje. Lamele dijafragme locirane su uz postojeće temelje, a između njih su izvedene drvene platnice. Metalni utori navareni su na željezni koš zapunjen stiroporom, koji se lagano mogao vaditi. SI.36.23. Karakteristični presjeci dijafragme: diskontinualna dijafragma ispod postojećih temelja (a), dispozicija dijafragme uz podrum robne kuće (b), gdje su: poligonalni stub (]) : vezna greda (2), nadglavna greda (3), unutarnji a.b. zid (4), izravnavajući sloj (5), izolacija (6), drenažni sloj (7), zaštitna a..b. ploča (8), (Kleiner, 1975).

-OGJ NASIP ^25' czu T:18KN/ M3 CH/CI y 2S' -2S0 3 5 0 :

462 Sl.36.24.

Presjeci neankerisanih dijafragmi: podzemni prolaz Temeljenje osiguran a.b. dijafragmom (a), obaloutvrdska dijafragma (b), (Kleiner, 1975), dijafragma u podnožju nestabilne padine kao temelj visokog objekta i zaštita temeljne jame (c),

Temeljenje

467


Na slici 36.23.-b dat je presjek dijafragme sa podrumskom konstrukcijom jedne petospratne robne kuće u Rijeci, dimenzija 36,0 х 75,0 m. Zbog frekventne gradske saobraćajnice građevinska jama izvođena je od dva dijela (30,0 х 36,0 m) sa međurazrnakom za saobraćajnicu od 15,0 m. Izvođenje podrumskog dijela zahtijevalo je iskop tla u dubini 6,30 m, što je nalagalo osiguranje bokova građevinske jame, koje je obavljeno a.b. dijafragmom debljine 0,80 m. Dijafragmom je trebalo osigurati građevinsku jamu od okolnih objekata, saobraćajnice i visokog nivoa podzemne vode, koja se miješala sa morskom vodom. Pored ove uloge a.b. dijafragma je trebala sigurno da prenese velika vertikalna opterećenja od 16 MTV" na stijenovitu podlogu (Kleiner, 1975). Kod izgradnje prolaza (pothodnika) u Karlovcu kvadratne osnove 40,0 х 40,0 m, sa četiri ulaza - izlaza, primijenjena je armirano - betonska zaštitna i ujedno nosiva dijafragma (sl.36.24.-a). Dijafragma je koncipirana kao samonosiva konzolna konstrukcija ukliještena na dovoljnoj dubini u tlo. Nadglavnom konstrukcijom međusobno su spojeni nosivi dijelovi dijafragme, čime se dobila cjelovitost objekta. Cesta je Primena armirano - betonskih dijafragmi kod pristaništa i obaloutvrda. Zbog nemogućnosti korištenja geotehničkih prednapregnutih ankera, ili podupora kod visokih obalnih i potpornih zidova, koriste se za poprečna ukrućenja poprečni zidoyi, odnosno kontrafori, tamo gdje se mogu uklopiti u konstrukciju objekta (sl.36.24.-b). Kod padina u pokretu složen je širok iskop za teške objekte, te je Primena armirano - betonskih dijafragmi ekonomična i kao zaštitni i/ili nosivi elemenat (sl.36.24.-c). U posljednje vrijeme često se javlja potreba za sanacijom padina, pa čak i aktivnih plićih klizišta, što se može uspješno riješiti pravilnom primjenom dijafragmi ili bušenih šipova. prvobitno predviđenog kesonskog ili sandučastog temeljenja usvojena je betonska (donji dio) i armirano betonska nosiva dijafragma debljine 50 cm i ukupne dubine 32,80 m (sl.36.25.). Gornja armirano - betonska

o Sl.36.25. Tlocrt (a) i presjek (b) pumpne stanice na obali Save sa vodonepropusnom betonskom i nosivom armirano betonskom dijafragmom (Nonveiller, 1981). dijafragma služila je kao zagat u fazi iskopa, a nakon dovršenja služila je kao konstruktivni i sastavni dio objekta. Kopalo se u etapama 2,0 - 4,0 m i nakon svake etape betonirane su horizontalne armirano - betonske grede, koje su također dio konačne konstrukcije pumpne stanice, a služile su kao razupore dijafragme u fazi iskopa i u fazi eksploatacije. Ulazna građevina izvedena je od glavnih bočnih zidova i krila, kao elementi armirano - betonske kontinuirane dijafragme (sl.36.25.-a). Vertikalni zidovi dolje su uklješteni u tlo, a kroz nadglavne grede izvedeni su prednapregnuti ankeri vezani za ankerni zid na udaljenosti od 15,0 m. Nakon završetka ulazne građevine i montaže opreme srušena je pomoćna dijafragma na ulazima u pumpnu stanicu.

463

Temeljenje

Temeljenje

467


Pažnju zaslužuje izrada delomične betonske vodonepropusne (62,50 -79,0 m.n.m.) i nosive armirano betonske dijafragme, za temeljenje pumpne stanice na obali Save za TE Sisak (Kleiner, 1975; Nonveiller, 1981). Umjesto SI.36.26. Presjek kroz objekat Robne kuće Terazije u Beogradu, sa obodnom kontinualnom dijafragmom (I), diskontinualnim dijelovima dijafragme (2), čeličnim stubovima (3) i fazama izvođenja (1 — IX) od ploče na koti 111,60 m.n.m., prema dolje i gore (4); (Mandič, 1975).

Robna kuća Terazije u Beogradu, koja se nalazi u gustom urbanom području, izvedena je sistemom armirano - betonskih dijafragmi debljine 60 cm oko objekta dubine od 11,0 — 19,0 m ukopane u lesna i laporovito - glinovita tla (sl.36.26.-l). Dijafragma je bila zaštitna i primila je opterećenje susjednih objekata, pritiske tla i podzemne vode u fazi izvođenja, a u eksploataciji je činila sastavni dio nosive konstrukcije. Nakon izvođenja obodne dijafragme izvršen je iskop do kote 111,60 m.n.m. i u ovoj fazi dijafragme su opterećene konzolno. Sa ove kote izvedena je po jedna lamela dijafragme ispod 25 stubova dimenzija 3,0 х 0,60 m, dubine 19,0 m i 17,0 m, koje su bile temelj ovim stubovima. U iskopani rov spušten je koš armature, dužine 6,0 i 8,0 m sa kote 111,60 m.n.m. i to skupa sa čeličnim stubom, dužine 10,0 - 11,0 m, sastavljenim od četiri ugaonika međusobno povezanih spojnim limovima (3). Dio lamele sa armaturnim košem je zabetoniran i bio je temelj opterećen sa tri etaže ispod i sa dvije etaže iznad kote 111,60 m.n.m. obodnim dijafragmama. Poslije je iskop i napredovanje radova bilo prema dolje i prema gore od ove ploče prema datim fazama rada (si.36.26.). Ovo je bila specifičnost ovoga rješenja, kojim se skratio rok građenja, jer su stvorene mogućnosti odvijanja radova u oba pravca.

SI.36.27. Fazna izgradnja podzemnih prostora u Karlsplatzu u Munchenu, pomoću obodnih dijafragmi i stupova: izrada armirano - betonske obodne dijafragme ( I ) debljine 80 cm, 464 stupova (2) i gornje Temeljenje prednaprcgnute armirano - betonske ploče (a); iskop najviše etaže (4), izrada armirano betonske gornje ploče (5) i iskop i postavljanje sporednih stupova - 6 (b); izrada druge i treće etaže (c) i posljednje

Temeljenje

467


Izgradnja podzemnih prostora ispod frekventnih saobraćajnih čvorišta je veoma česta. Tehnička rješenja su gotovo isključivo vezana za dijafragme i šipove. Tako su na najprometnijem čvorištu Karlsplatzu, u Munchenu, izvedene četiri etaže za podzemne željeznice, trgovine, pješačke prolaze i parkiralište automobila (si. 36.27.). Cijeli kompleks ima dimenzije 270,0 х 55,0 m. U prvoj fazi izvedene su bočne 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 saobraćaja. Koševi armature bili su teški 6,0 - 15,0 t i spuštani su u iskopani rov moćnim dizalicama. U drugoj fazi izvedeno je 58 šahtova zamrzavanjem promjera 1,50 m, u koja su postavljeni čelični stubovi, dubine 20,0 - 33,0 m. Šahtovi su na dnu prošireni na 3,0 m u čije proširenje je ubetoniran temelj čeličnog stuba (2). U narednoj fazi izbetonirana je kolovozna

©

(D

Sl.36.28. Šematski prikaz izrade podzemne željeznice u Milanu, pomoću kontimtalne armirano - betonske dijafragme: iskop, izrada dijafragme na jednoj, a zatim na drugoj strani ceste (a), iskop do ploče tunela (razupore) i njeno betoniranje (b), zatrpavanje iznad ploče tunela i iskop ispod tunelske ploče (c), izrada podnožne ploče i završetak svih radova (d), (Nonveiller, 1981). Nak on očv ršće nja lam ela ispo d ovi h čeli čni h stub ova (2) izbe toni ran a je arm iran o bet

465

Temeljenje

Temeljenje

467


ons ka plo ča na koti 111, 60 m.n .m. (4), koj a je služ ila i kao raz upo ra

466

Temeljenje

Temeljenje

467

■___________________________________36. XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja__________________Pripremni radovi u tlu i osiguranje građevinske jame

prednapregnuta ploča (3), koja je oslonjena na dijafragmu i stubove. Ova ploča izvođena je u dionicama, uz privremeno preusmjeravanje saobraćaja, a nakon njenog cjelokupnog završetka odvijao se normalno saobraćaj, a ispod nje su se izvodile četiri podzemne etaže. Ploče su dimenzionirane i kao razupore vanjskih dijafragmi, da preuzmu sile aktivnog pritiska i podzemne vode. Tok radova šematski je prikazan na slici 36.27. (Nonveiller, 1981). Sl.36.29.

®

©

Šematski prikaz faznog izvođenja podzemnih prostora ispod Victoria ulice (Viktorija) u Londonu: izvođenje uvodnica za dijafragmu i šipova za drugu fazu (a); iskop, izvođenje druge podrumske ploče, ankerisanje i izvođenje šipova za treći suterenski prostor (h); izvođenje treće ploče suterena (c), (Tomlinson i Boorman, 1995); gdje je: nasip (1), pješčani šljunak (2), londonska glina (3), postojeći potporni zid (4), H šipovi (5), privremena razupora (6), uvodnica (7), postojeća osnova (8), nivo za bušenje šipova za drugi suteren (9), šipovi punjeni pijeskom (10), šipovi (11), uklonjen dio uvodnice (12), dijafragma (13), prva faza iskopa (14), druga ploča suterena (15), druga faza iskopa (16), otvor za treću fazu iskopa (17), čelični stupovi za poduporu druge ploče suterena (18), čelični šipovi obloženi betonom (19), zatvoren otvor (20), druga ploča suterena (21), treća faza iskopa (22), treća ploča suterena (23), četvrta faza iskopa (24), prva faza ankerisanja (25), druga faza ankerisanja (26). Slično prethodnom rješenje prikazano je šematski na slici 36.28. gradnja podzemne željeznice u Milanu, kroz gradsko središte. Da bi se što manje ometalo odvijanje saobraćaja, usvojeno je izvođenje podzemnog prostora pomoću kontinualne armirano - betonske dijafragme. Prvo je na jednoj, a zatim na drugoj strani ceste, uz trotoare izvedena kontinualna dijafragma. Uz kratke prekide saobraćaja na pojedinim dionicama izvršen je iskop i izbetonirana tunelska ploča, koja je spojena sa dijafragmom. Nakon zasipanja ploče saobraćaj se odvijao normalno, kao i rad u podzemlju (sl.36.28.). Zidovi u obliku dijafragmi poslužili su kao zaštita građevinske jame, zaštita od prodora podzemne vode i kao konstruktivni elemenat obloge tunela (Nonveiller, 1981). Primjer izrade armirano - betonske dijafragme također u složenim terenskim uslovima, dat je na slici 36.29. Za poslovni objekat sa 14,0 m dubokim prostorima suterena, u ulici Victoria (Viktorija) u Londonu, korištena je armirano - betonska dijafragma za osiguranje građevinske jame i za konstruktivni sistem objekta. U prvoj fazi zabijeni su metalni H profili za osiguranje postojeće potporne konstrukcije, prije izrade uvodnice za dijafragmu, koja je locirana neposredno uz ovaj zid od metalnih profda. Za vrijeme ovih radova izvedeni su bušeni šipovi, koji su zabetonirani do kote drugog suterena (sl.36.29.-a). Nakon izvedene dijafragme izvršen je iskop prve faze do mjesta ankerisanja zatege, a zatim do nivoa druge ploče suterena. Sa ovoga platoa izvedena je srednja dijafragma, izbušeni šipovi, ugrađeni čelični stubovi, koji su zabetonirani do nivoa treće ploče suterena (sl.36.29.-b). Čelični stubovi stavljeni su u izbušene šipove za 467

Temeljenje

Temeljenje

473

■___________________________________36. XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja__________________Pripremni radovi u tlu i osiguranje građevinske jame

nošenje ploče u drugom suterenu, u kojoj je ostavljen otvor za izvoz materijala iz donjeg suterena. Izvedena armirano - betonska ploča služila je ujedno i kao ukrućenje dijafragme, a ostavljeni otvor je u krajnjoj fazi zabetoniran. U trećoj etapi izvršen je iskop do 11,30 m. na kojem nivou je ugrađena druga faza ankera (sl.36.29.c), a poslije izvršen cjelokupni (četvrta faza) iskop do posljednih glava šipova (13,90 m). Ovim su završeni glavni radovi, obloženi čelični stubovi betonom, zatvoren privremen otvor i dr. Mjerenjem su ustanovljena slijeganja na površini ceste od 28 mm, poslije druge faze iskopa, a 20 mm nakon šest mjeseci. Iz do sada iznesenih primjera vidljivo je da se dijafragme osiguravaju dijelovima buduće konstrukcije i/ili ankerisanjem zida dijafragme. U primjeni su geotehnički prednapregnuti ankeri sa sbbodnom i kotvenom zonom. Izvođenje podvožnjaka u urbanim područjima također je skopčano sa više poteškoća, koje se uspješno mogu riješiti ankerisanim armirano - betonskim dijafragmama. Na slici 36.30. dat je primjer ovakvog načina izvođenja podvožnjaka. Sa postojeće ceste izvedene su dijafragme, vršen iskop i obavljeno ankerisanje tzv. BBRV ankerima. Potporna konstrukcija u vidu dijafragme služila je kao zaštita u vrijeme iskopa i za prijem aktivnih sila i hidrostatskog pritiska vode. Ona je ujedno bila nosiva konstrukcija za most nadvožnjaka (Kleiner, 1975).

468

Temeljenje

Temeljenje

473

ХП Osiguranje iskopa, asanacija ■___________________________■ klizišta i primjena ankerisanja


36.8. STATIČKI TRETMAN OSIGURANJA GRAĐEVINSKE JAME

SI. 36.30. Ankerni zid sa geotehničkim ankerom: karakterističan poprečni presjek potpornog zida sa ankerom za podvožnjak, gdje je: ankerni potporni zid (1), slobodna dužina ankera (2), ankerisani (kotveni) dio (3), bušotina (4). Statički tretman ovisi o načinu pridržavanja zaštitne konstrukcije koja opet ovisi o vrsti materijala od kojeg je sistem podupiranja (razupiranja) izveden, i za koji vid zaštite građevinske jame. Iz načina razupiranja podupiranja u osnovi proizlaze slijedeći statički sistemi: a) konzolni, osiguran ukopavanjem u tlo; a) razuprti na jednom ili više mjesta, kao što je to slučaj i kod zagata i uskih iskopa; b) poduprti, najednom ili više mjesta, stoje obično slučaj kod osiguranja širokih iskopa; c) ankerisani, na jednom ili više mjesta, kao što je to slučaj kod jednozidnih zagata (priboja) i armirano - betonskih dijafragmi; d) ukopan elemenat u tlo, koji se uravnotežuje iz odnosa aktivnog pritiska i pasivnog klina, kao stoje to slučaj kod potpuno ukopane dijafragme. Težnja je svih ovih modela, da pored uslova ravnoteže zadovolje u što većem obimu i uslove deformacija, zaboravljajući relacije kompatibilnosti, što je složen postubak. U svakoj od prikazanih šema prvenstveno se treba proračunati aktivno opterećenje koje obuhvaća: aktivni pritisak tla, hidrostatski pritisak vode, konstruktivna opterećenja, uticaj okolnih opterećenja od postojećih temelja, vozila, strojeva, itd. U slijedećem koraku preračunaju se reakcije u vezama i pronađu momenti savijanja za Dimenzionisanje. Način proračuna za više vidova zaštite dat je prije uz njihovo obrazlaganje, kao npr. kod jednostrukih (priboja) i dvostrukih zagata, sa razuporama ili bez njih. (poglavlje 33. i 34.). U ovome dijelu dat će se statičke osnove za poduprte zaštitne konstrukcije i hidrostatski pritisak kod dijafragme. 36.8.1. PODUPRTE ZAŠTITNE KONSTRUKCIJE

469

Temeljenje

Temeljenje

475

ХП Osiguranje iskopa, asanacija ■___________________________■ klizišta i primjena ankerisanja


Sl.36.3l. Šema opterećenja za proračun delova poduprte konstrukcije: oblik konstrukcije sa šemom opterećenja na talpe i stubove (a), dijagram sila za potporu i stub (b), šema opterećenja talpe na dubini z i stuba u tlu na dubini z'.

Horizontalne drvene talpe kod poduprtih zaštitnih zidova opterećene su na savijanje od bočnog pritiska tla, podzemne vode i drugih objekata uz građevinsku jamu (si.36.31.). Talpe imaju raspon jednak odstojanju stubova (l). Njihovo opterećenje jednako podijeljeno po dužini (p„) veće je za niže, a manje za gornje talpe, jer opterećenje od aktivnog pritiska tla ima oblik trougla, stoje slučaj i kod pritiska podzemne vode (pw). Stubovi primaju opterećenje od talpi i ono je raspoređeno po trouglu, koje izaziva savijanje stuba. Oni su oslonjeni gore na grede, odnosno kosnike a dolje u tlo ili na razupirače. Sa stubova se sila prenosi direktno ili preko horizontalnih greda na jedan ili viš> komik?, (sl.36.31.-a, b).

470

Temeljenje

Temeljenje

475



Stubovi ispod dna građevinske jame prenose opterećenje na tlo, koje biva preuzeto otporom tla (sl.36.31.-a, c). Košnici prenose opterećenje od stubova na oslonce u tlu i izloženi su aksijalnom pritisku i eventualno izvijanju, što ovisi o slobodnoj dužini kosnika. Statički tretman konzolne zaštite isti je kao i kod prije datih jednostrukih zagata. Razuprti zaštitni zidovi proračunavaju se kao razuprti dvostrani zagati, (obrađeni u poglavlju 34.), a njihov statički tretman ovisan je od statičke koncepcije osiguranja dijafragme. 36.8.2. HIDROSTATSKI PRITISAK KOD DIJAFRAGMI Mogućnost da se hidrostatsMm pritiskom uspostavi potrebna ravnoteža napona na granici iskopanog dubokog rova omogućila je razvoj nove tehnike izrade dubokih dijafragmi. Napon na zidovima iskopa potreban za održavanje ravnoteže ovisi o deformaciji u zoni aktivnog klina koju možemo dopustiti. Stoje veća dopuštena deformacija, to će biti potreban i veći napon na zidu usjeka, sve do granične veličine aktivnog pritiska. Održavanje ravnoteže dubokog iskopa ovisno je o hidrostatskom pritisku suspenzije, njenoj gustoći, poboljšanoj koheziji u zoni aktivnog klina, trenju, svodnom delovanju lamele itd.

Prema oznakama na slici 36.32.-a može se izračunati napon na dubini z iz izraza (36.2.) (Nonveiller, 1975):

ll-ni -L

Sl.36.32. Naponi u usjeku dijafragme: poprečni presjek dubokog usjeka sa suspenzijom i oznakama (a), raspodjela napona uz zidove usjeka (b). -2cJK A , jj

gdje je: у i у' - jedinična (zapreminska) težina tla iznad i ispod nivoa podzemne vode; K A = rg2^45° - koeficijent aktivnog pritiska; m - dio dubine z ispod nivoa podzemne vode; c - kohezija tla. Da bi se održala ravnoteža napona, mora pritisak suspenzije, jedinične težine у,, na zidove iskopa na dubini z biti veći ili barem jednak zbiru aktivnog pritiska i hidrostatskog pritiska podzemne vode. Na osnovu ovoga stava dobije se izraz: 1

2

—H - у >F 2 ' Г' s

(36.3.)

gdje je: H s ~ n - z - hidrostatski pritisak suspenzije na dubini z; H w = m - z - hidrostatski pritisak vode na dubini z; у; - jedinična težina suspenzije; Y K - jedinična težina vode; Fs - faktor sigurnosti (koeficijent sigurnosti K S ). Iz jednadžbe 36.3. možemo dobiti jediničnu težinu suspenzije: (36.4.) n~ l z U slučaju kratkih ali dubokih lamela dijafragme može se aktivni pritisak u jedn.36.3. zamijeniti smanjenim aktivnim pritiskom prema izrazu (Nonveiller, 1975):

471

Temeljenje

Temeljenje

477

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja P A - 2T = a - P , u kojem je: z

z z


(36.5.)

A

tg

Зс

z-K 0 ^- + a,

=1—

472

Temeljenje

Temeljenje

477


31}

473

Temeljenje

477


1-

474

Temeljenje

477


4c Z - Y ' -F, (36.6.) gdje je:

475

Temeljenje

477


у =у- т(у - у' ); Т - sila trenja na bokovima aktivnog klina; L - dužina lamele; Ko koeficijent mirovanja; te je jedinična težina suspenzije za različite dubine:

Yi ■

=^ Ј

!Х

к

\ ,1 у уу')]— А\

-' П (

+ m YJ

(36.7.)

Čista suspenzija od bentonita, ili od bentonita sa dodatkom gline i vode, kN / obično nema na početku rada veću jediničnu težinu od y, = 11 / 3 i praktički ne / m' prelazi 12

\.

U toku rada treba pročišćavati suspenziju kako ona ne bi

postala previše teška. Posebno prije početka betoniranja treba ukloniti otežalu suspenziju i zamijeniti je pročišćenom suspenzijom minimalne težine. Koeficijent smanjenja aktivnog pritiska (a.) smanjuje se sa dubinom (z), pa se aktivni pritisak više smanjuje u većoj nego u manjoj dubini (Z>). Budući da u toku rada suspenzija postaje sve teža sa produbljenjem usjeka, i koeficijent sigurnosti na smicanje povećava se sa dubinom. Praksa je pokazala da obrušavanja i klizanja uz zidove iskopa nastaju pri maloj, a ne pri velikoj dubini iskopanog rova, ukoliko nisu nagla gubljenja suspenzije kroz porozno tlo, kada nastuba totalno zatrpavanje iskopanog rova.

©

i—лн Iz prethodnih jednadžbi vidljivo je da kohezija može imati značajnog udjela u smanjenju težine suspenzije. Ako se iskop vrši u tlu, jedan dio Sl.36.33. Šematski prikaz uticaja kohezije u zoni oko iskopa u poroznom suspenzije infiltrirat će se u nekoherentnom tlu zasićenom suspenzijom: klin aktivnog okolni materijal zidova pritiska sa zasićenom zonom (a), raspodjela napona uz iskopa i praktički povećati i zidove iskopa (b), poligon sila (c). njegovu koheziju. Pored ovoga elementa na bokovima iskopa formira se skrama (košuljica) od bentonita, koja također povećava koheziju i sprečava isticanje suspenzije iz rova. Veličina uticaja kohezije u zoni iskopa u nekoherentnom tlu zasićenom bentonitom vidljiva je iz skice na slici 36.33.. Prodiranjem suspenzije u zonu debljine d uz zidove iskopa povećava koheziju nekoherentnog materijala sa c na a, što na liniji sloma pod uglom f? daje silu kohezije: K = cr- d (36.8.) C O S -& Smanjenje sile aktivnog pritiska Д-г PA na dubini z iskopanog rova bit će iz geometrijskih odnosa sa slike 36.33.-c: ■ '(36.9.) cos

cos

476

Temeljenje

Temeljenje

^J 479


A- Z P A =K -

® В

5

Т

0

T Q

/

/*)

/I

\ 2

Sl.36.34. Dodatni naponi na zidove iskopa od opterećenja u području aktivnog klina: jednolično ravnomjerno opterećenje (a), šematski prikaz dodatnih napona od temelja (b).

Ovo smanjenje sile aktivnog pritiska smanjuje napon (A C T A > г ) od aktivnog pritiska na dubini z koje iznosi:

ДО

"Л,Г =

~ \ 1u c

----

^ = ~2CI ~ <

(36.10.)

Z-COSf?-COS(#-)

Z

te je:

477

Temeljenje

Temeljenje

479



(36.11. ) Smanjenje napona aktivnog pritiska pada sa dubinom, ali u malim dubinama i sa velikom dubinom prodiranja (d) i sa većom kohezijom (ci) može dati značajno smanjenje potrebne težine suspenzije za o- = z ■ у ■ K A - 2c,

održavanje ravnoteže iskopanog uskog rova. Kada je tlo oko rova opterećeno i drugim dodatnim opterećenjem na površini terena i/ili težinom temelja okolnih objekata, potrebno je naponima aktivnog pritiska dodati i napone koji nastaju ovim opterećenjem (sl.36.34.). 36.9. (SNIŽENJE NIVOA .. 'GRAĐEVINSKE JAME

PODZEMNE

VODE

UNUTAR

Bez obzira radi li se u podzemnoj ili površinskoj, mirnoj ili tekućoj vodi, ako se u građevinskoj jami želi raditi u suho, mora se ispumpavati voda i sniziti nivo na potrebnu dubinu. Osim ovoga načina raznim geotehničkim mjerama, kao što su npr. zamrzavanje ili injektiranje tla, može se delomično ili potpuno blokirati doticaj podzemne vode u oformljenu građevinsku jamu. U tački 33.4. dati su osnovni elementi o cirkulaciji i ispumpavanju vode iz otvorene građevinske jame i o sniženju nivoa podzemne vode pomoću cijevnih bunara. Narednim izlaganjima proširit će se ove osnove na više konkretnijih načina sniženja nivoa podzemne vode u građevinskoj jami i oko nje. a) otvoreno pumpanje vode iz građevinske jame; b) sniženje nivoa vode oko građevinske jame cijevnim bunarima; c) sniženje nivoa vode pomoću bušenih bunara; d) pumpanjem iz horizontalnih drenažnih bunara; e) elektroosmozom. Eliminacija ili redukcija dotoka vode može se obezbijediti:

f) formiranjem vodonepropusnih injekcionih zavjesa; g) hemijskom konsolidacijom;

h) sabijenim zrakom; i) zamrzavanjem. Neke od ovih metoda redukcije dotoka vode otješnjenjem tla objašnjene su u poglavlju 24. i u tački 33.1.7. Izbor metode ovisi o mnogim gradilišnim uslovima. Naprimjer, pumpanje vode iz otvorene građevinske jame može biti korišteno u raznim uslovima, ako je obezbijeđena dovoljno velika površina za iskop, sa stabilnim pokosima i ako nisu važna slijeganja koja mogu biti rezultat erozije, zbog isticanja podzemne vode. Kod malopropusnog tla, kao što je npr. sitan i/ili prašinast pijesak, brzina opadanja nivoa podzemne vode je malehna, a ako je brzina kopanja velika, onda voda lokalno ističe približno prema gore, te tu dolazi do opasnosti erozije i hidrauličkog sloma (sl.36.35.-a). Ako je izlazni gradijent previše velik, potrebno je umjesto otvorenog odabrati drugi način ispumpavanja vode, kao npr.: duboke bunare. Strujni pritisak u ovome slučaju usmjerenje prema bunaru na dolje, te stabilna kosina može biti strmija (si.36.35.-b). 36.9.1. DOTICANJE I ISPUMPA VAN JE VODE

Sl.36.35. Filtracija vode prilikom pumpanja vode iz građevinske jame: strujna mreža prilikom otvorenog pumpanja sa dna građevinske jame (a), te kad se pumpa iz bunara unutar kosine (b), gdje je: bunar (A), granica tečenja prema bunaru (B), strujni pritisak (S), početak erozije - slom dna (C) (Nonveiller, 1981). Podzemna voda obično izaziva veoma velike probleme u toku rada na iskopima. Složeno i kontinualno pumpanje pri iskopu izaziva velike troškove i obično Sleganje okolnog tla i objekata. Moćni doticaj može da 478

Temeljenje

Temeljenje

481



izazove eroziju i urušenje pokosa otvorene građevinske jame. Međutim, poznavajući vrste tla, uslove podzemnog doticaja i razumijevanjem hidrauličkih zakona, moguće je podesiti metode kontrole podzemnog doticaja koji obezbjeđuje sigurno i ekonomično izvođenje radova pod bilo kojim uslovima. Važno je da se dobiju potrebne informacije prije početka radova ispitivanjima u laboratoriji i na terenu. Izvođač radova mora također biti spreman za iznenađenja zbog većih dotoka vode sredstvima za pumpanje vode, i sprečavanje nepoželjnih posljedica za radove i okolna područja. Ovisno o osobinama tla, načinu iskopa, vremenu izgradnje, hidrauličkim uslovima doticaja i raspoloživim sredstvima sniženje nivoa vode i redukcija doticaja može se obaviti na slijedeće načine: 36.9.2. OTVORENO PUMPANJE VODE Otvoreno pumpanje sa površine građevinske jame može biti u nezaštićenoj (sl.36.2., 36.35.-a i 36.36.) i u zaštićenoj (sl.33.53.-a) građevinskoj jami. Ova metoda ima veoma široku primjenu u mnogim terenskim uslovima. Mnogo se primjenjuje kako u uslovima tla, tako i u stenskom masivu. Cijena instaliranja sistema za pumpanje i njegovo održavanje je najniža, u uporedbi sa drugim metodama. Nezamjenljiva je metoda u tlu sa samcima i drugim preprekama, gdje se cijevni i bušeni bunari ne mogu koristiti i ona je praktički jedina metoda kod iskopa u stenskom masivu. Međutim, kako je u prethodnoj tački navedeno, nepodesan je način kod tečenja vode prema iskopu, sa velikim izlaznim gradijentom, kada postoji rizik od erozije i urušenja kosine. Također je nepodesna metoda kod nestabilnog dna, u otvorenom ili osiguranom iskopu, pri filtraciji vode prema gore za vrijeme pumpanja, kada također može doći do sloma tla. Kod ove metode važan je sabirni bunar (crpilište) za skupljanje i ispumpavanje vode (sl.33.52.-a). Locira se u jednom ili više uglova građevinske jame, a sistemom običnih ili drenažnih kanala dovodi se voda u sabirni bunar, čija je kota ispod generalnog nivoa građevinske jame. Usisna korpa pumpe stavlja se u sabirni bunar, a pumpa se postavlja maksimum do 8,0 m iznad najdublje tačke pumpanja. Tlačne cijevi od pumpe odvode vodu izvan dometa toka vode u građevinsku jamu. Kanali moraju biti dovoljno široki da bi se održala mala brzina, čime bi se spriječila erozija materijala. Obično se kanali popune kamenim ili šljunkovitim materijalom, bez drenažne cijevi ili sa njom (sl.36.36.-a), u slabo propusnom materijalu. Nekada se kanali oblažu i drvetom pri dnu propusnog sloja (sl.36.36.-b). U

©

„

(D

©

SI.36.36. Tipovi dreniranju vode: drenažni kanal u glinovitom tlu (a), kanal obložen drvetom (b), kanal u stenskom masivu (c) (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: propusna tlo (1), glinovito tlo (2), drenažni kanal (3), kanal obložen drvetom (4), zaštitni zid (5), beton ili/i lim (6), lim (7). stenskom masivu voda dotiče sistemima pukotina i rasjeda, te se na pogodnom mjestu usiječe u masiv kanala i obloži drvetom, limom, ili betonom (sl.36.36.-c). Prilikom zaštite građevinske jame hidroelektrane Salakovac od podzemnih voda na lijevoj veoma karstificiranoj obali, izveden je obodni kanal sa drenažnim bušotinama za odvođenje do 5,0 m 3 vode nizvodno od građevinske jame (sl.36.42.-b). Ispumpavanje vode iz građevinske jame vršeno je sa splava na kojem je bio sistem centrifugalnih pumpi. Sa tlačnim cjevovodima preko nizvodne pomoćne brane, koji su povremeno produžavani tokom spuštanja nivoa vode u građevinskoj jami, transportovana je voda u nizvodni dio korita rijeke Neretve. Za uspješno savladavanje dotoka vode u građevinsku jamu važan je pravilan izbor pumpnog sistema. Potrebno je obezbijediti 100% rezervu, za slučaj potrebe ispumpavanja većih količina vode i sa većih dubina od predviđenih, kao i predvidjeti rezervno napajanje energijom. Za pumpanje iz otvorene građevinske jame koriste se slijedeće pumpe:

479

Temeljenje

Temeljenje

481



1) membranske pumpe na ručni pogon za male kapacitete do 20 Z/min za 30 mm, do 250 Z/min za 100 2)

mm promjera usisne cijevi; membranska motorna pumpa kapaciteta 350 Z/min za cijev promjera 75 mm, do 600 Z/min za cijev promjera 100 mm;

3) uronjena samousisna pumpa na komprimirani zrak pri 7 bara izlazni kapacitet je ranga 450 Z/min, 4) 5) 6) 7)

480

pri 15,0 m visine do 900 Z/min, na 3,0 m potiskivanja. Može da radi u vodi sa pijeskom i prašinom, ograničene količine; centrifugalne pumpe, koje imaju široku primjenu za pumpanje čiste vode. Kapacitet im iznosi od 750 Z/min , za 50 mm promjera potisne cijevi, do 2000 Z/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 prašine; monopumpa se može koristiti za pijesak i prašinu. Za cijev promjera 75 mm kapacitet iznosi 550 Z/min, pri 6,0 m dizanja vode; uronjene centrifugalne pumpe na električni pogon za pumpanje iz bušenih bunara, kao i iz otvorenih građevinskih jama; stabilne centrifugalne pumpe na električni pogon za usisivanje iz sabirnog bunara do visine 7,0 m kapaciteta 100 - 6000 Z/min .

Temeljenje

Temeljenje

481



36.9.3. PUMPANJE IZ CIJEVNIH BUNARA Kada pri otvorenom pumpanju vode iz građevinske jame postoji opasnost od hidrauličkog sloma tla, onda se sniženje nivoa podzemne vode vrši oko građevinske jame cijevnim - drenažnim ili bušenim bunarima. Dubina pumpanja i nivo sniženja u bunarima uzima se tako da na najnižoj tački iskopa depresiona linija podzemne vode bude ispod nivoa dna iskopa. promjera 20 - 30 cm oko cijevi. Krupnije se čestice talože na dnu oko perforiranog dijela i tako povećava promjer bunara (sl.36.37.). Na kraju se smanji pritisak vode za ispiranje na toliko da ostane bušotina otvorena i preostali prostor zapuni pjeskovito - šljunkovitim materijalom do površine terena. Na vrhu se obično izvede glineni čep, a svi cijevni bunari se spoje na zajednički kolektor. Ova instalacija je jednostavna, brzo se postavlja, a jeftina joj je cijena izrade i održavanja. Ako je šljunkovito tlo, i sa samcima, radi se obično udarnom mašinom i sa obložnom kolonom koja se vadi u fazi ugradnje bunarske cijevi. ■ЗОст

ii—© m /0.5-1.0 \ f 25-30 cm .11'

_^-<50mm 25-ЗОст

®

0.5-1.0m I

ii:-® t

fr~.—

ч

Ју^бОтт

NP V

0.5-10т

Sl.36.37. Senatski prikaz izrade cijevnog bunara: faza utiskivanja cijevi sa filterom pomoću vodnog pritiska (a), završna faza (b), završen bunar za vakuumsko pumpanje (Nonveiller, 1981), gdje je: voda pod pritiskom (1), mlaznica (2), sabirni vod (3), rahli pijesak (4), glineni čep (5), perforirani dio (6).

U tlu manje propusnosti postavlja Se sistem malih cijevnih (bušotinskih), odnosno drenažnih bunara, iz kojih se voda putem zajedničkog kolektora izvlači zajedničkom pumpom izvan građevinske jame. Savremene pumpe za ove svrhe su samousisne koje pomoću vakuma povlače vodu, tako da nije potrebno sve vodove napuniti vodom prije početka pumpanja. Za svakih 4,0 - 5,5 m sniženja nivoa vode potreban je jedan red cijevnih bunara. Ovi cijevni bunari sastoje se od cijevi promjera 50 mm, kojima je donji kraj na dužini 0,5 - 1,0 m i promjera 60 - 75 mm perforiran i pokriven metalnom ili plastičnom mrežom. Otvori mreže prilagođavaju se granulometrijskom sastavu tla. Gdje se traži da cijevi ostaju duže vremena u tlu, ekonomične su plastične cijevi. Cijevi se zabijaju u tlo na takav način da se kroz cijev ubrizgava voda pod pritiskom do 8 bara i u količini do 1200 l/min, i tako se olakšava utiskivanje cijevi do tražene dubine. Visoki pritisak zadržava se dok se ispere Sl.36.38. Jednostepene instalacije cijevnih bunara za uzdužno materijal u području napredovanje: cijevni i instalacije na jednoj strani Cijevni bunari preporučuju se kod stabilizacije kosina kojima se može snizitibunari nivo podzemne vode na (a), instalacije sa obje strane (b), (Tomlinson i Boorman, kosini, iz čega proističu strmiji nagibi. Cijevni bunari postavljaju se uzduž rova ili oko cijele građevinske jame. 1995), gdje je: glavni cjevovod (1), ventil (2), rahli pijesak Glavni kolektor postavlja se uzduž rova i obično sa jedne(3), strane kod (4), užih filter iskopa,(5), ili sanivo obje strane cijev vode kod (6),širih depresiona kriva građevinskih jama (si.36.38.). Cio sistem cijevnih bunaravodnog veže senivoa za glavni a ovaj na samousisnu (7), kolektor, pumpa (8). pumpu, koja na bazi vakuuma povlači vodu iz cijevnih bunara. Kao što je već napomenuto, limitirajuća usisna visina je između 5,0 i 6,0 m. Kod većih dubina koriste se

Sl.36.39. Trostepeni sistem cijevnih bunara (a) i smanjen nivo iskopom do NPV, prije instalisanja cijevnih bunara (b), gdje je: depresiona linija nivoa podzemne vode (1), ispod definitivne kote iskopa (2). bušotinski bunari u dvije ili više stepenica (sl.36.39.). Obično na gornjim stepenicama može se reducirati

481

Temeljenje

485 Temeljenje



pumpanje kada jedna od donjih radi. Cesto je moguće izbjeći dvije ili više stepenica cjevnih bunara pri iskopu do nivoa podzemne vode, prije instalisanja glavnog cjevovoda i pumpe (sl.36.39.-b). Svaka stepenica sa glavnim vodom ima sopstvenu samousisnu pumpu. 36.9.4. PUMPANJE IZ BUŠENIH BUNARA Kada ne dolazi u obzir sistem cijevnih bunara za sniženje nivoa vode u tlu, koriste se bušeni bunari sa pumpom na terenu, a ona je kod većih dubina uronjena u bunar. Za projektovanje bušenog bunara sa filterom i dubinskom pumpom potrebna su terenska ispitivanja, uključujući i probno pumpanje kojim se dobije koeficijent propusnosti (k) potreban za proračun kapaciteta pumpanja. Ovaj metod deniveliranja nivoa podzemne vode je skup zbog bušenja bunara većih promjera i dubinskih relativno skupih pumpi. Koriste se obično kod objekata koji zahtijevaju stalno održavanje nivoa podzemne vode na određenoj koti. Veoma česta je Primena ovih bunara kod podzemnog snabdijevanja vodom za piće ili navodnjavanje. Promjer bušotine uzima se obično između 200 - 300 mm, a on ovisi o promjeru podvodne pumpe. Međutim, danas se ovi bunari buše do 1,0 m, što ovisi o namjeni bunara. Koristi se obično rotaciono reverzibilno cirkulaciono bušenje. Bentonit se koristi za stabilnost zidova bušotine ili se ugrađuje obložna kolona, koja se vadi nakon ugradnje vanjske cijevi. Poslije bušenja ugrađuje se vanjska cijev sa donjim neperforiranim (3,0 - 5,0 m dužine) i perforiranim dijelom cijevi. Prostor između vanjske cijevi i obložne kolone popuni se filter materijalom u domenu perforacija, a ostali prostor zaspe se materijalom iz iskopa. Nakon ugradnje vanjske cijevi, šljunčanog filter - materijala i zapune materijalom između vanjske i obložne cijevi (koja se vadi) vrši se čišćenje bunara, prije ugradnje podvodne pumpe sa filterom.

Sl.36.40. Instalacija bušenog bunara (a) i sniženje nivoa podzemne vode u propusnom šljunkovito — pjeskovitom tlu (b i c), te u polupropusnom pjeskovito — prašinastom tlu (d), gdje je vanjska- cijev (1), unutrašnja pumpna cijev (2), nasuti materijal (3), vanjska izvađena kolona (4), granulisani filter (5), mreža (6), podvodna pumpa (7), nasuti materijal (8), skupljeni pijesak i mulj (9), spušteni nivo vode (10), neperforirani dio cijevi (11), perforirani dio cijevi (12), bušeni bunari (13), nivo vode u bunaru (14), nivo iskopa (15), nepropusni sloj (16).

Gradacija filterskog materijala determiniše se prema srednjoj granulometrijskoj krivoj za tlo, kroz koju se voda filtrira do bunarskog filtera. Na slici 35.18. i tabeli 35.1. data su područja granulometrijskog sastava filtra, kao i Kriterijumi gradacije. Da bi se izbjegao veliki gubitak pritiska kroz filter, česta je potreba ugradnje dvostrukog filtera sa minimalnom debljinom od 15 cm za svaki sloj. Jedan takav primjer filtera dat je na slici 36.40.-a (Tomlinson i Boorman, 1995).

482

Temeljenje

485 Temeljenje



Tehnički podaci o uronjenim pumpama dobiju se iz referenci proizvođača, za različite učinke i namjene. Radi ilustracije navodi se kapacitet podvodne pumpe od 350 lj mi n, u bušotini od 150 mm, 30,0 m visine pumpanja; ili u bušotini od 350 mm može da ima kapacitet od 7500 //min, pri 30,0 m visine pumpanja. Dubina bunara ovisi o dubini do najnižeg nepropusnog sloja (sl.36.40.-b) i postavlja se ispod kote iskopa građevinske jame. Na slikama 36.40.-c i d nepropusni sloj je duboko ispod dna iskopa. Oblik depresione krive ovisi o vodopropusnosti tla. Kod šljunčano - pjeskovitog tla linija sniženja poklapa se sa linijom pumpanja u bunaru, tako da razmak između bunara može biti dovoljno širok (sl.36.40.-b i c). Kod slabo propusnog tla linija pumpanja u bunaru je niža od depresione krive, pa međurazmak bunara je uži nego kod prethodnog slučaja (sl.36.40.-d). Pretpostavlja se da je propusno tlo iznad relativno nepropusne podloge u kojoj uzdužni kanal ne dotiče nepropusnu zonu tla. Isto tako, uzima se da je iskopani kanal iznad dometa rijeke ili mora. Pod ovim uslovima, a prema slici 36.41.-a, doticaj vode sa obje strane (Q) dobije se iz izraza (Tomlinson i Boorman, 1995):

e=

0,73 + 0,27

н

(36.12.)

-(n -ht \ 2

gdje je: k - koeficijent vodopropusnosti ^ H, L i ho - su dimenzije (m) prema skici 36.41.-a; Doticaj vode u male iskope, kao što su bunari, tretira se kao gravitaciona kružna filtracija sa određene dužine, u vodopropusnom tlu. Proračun dotoka (0 provodi se prema izrazu (si.36.41.-b): 36.9.5. PRORAČUN DOTOKA PODZEMNE VODE U ISKOP Kod značajnih iskopa potrebno je približno proračunati količinu vode, koju treba tokom rada ispumpavati iz temeljne jame. Dobivene količine vode moraju se znati i radi određivanja broja i kapaciteta pumpi koje treba obezbijediti u toku rada. U literaturi postoje mnogi izrazi za različite slučajeve dotoka vode u sisteme za spuštanje nivoa vode. Ovdje se navodi slučaj uzdužnog kanala i bunara, iz kojih se pumpama snizuje nivo vode.

Sl.36.41. Gravilaciono tečenje u iskopanom rovu (a) kružno tečenje u bunaru (b), gdje je: pretpostavljena linija izvora (2), nivo vode u (Зј, nepropusno tlo (4), bušeni bunar (5), Boorman, 1995).

i gravitaciona kanal ( J ) , rovu i bunaru (Tomlinson i

U slučaju iskopa kanala, čija je dužina relativno veća od širine kanala, proračun količine vode provodi se pod uslovim gravitacione filtracije prema kanalu (sl.36.41.-a).

<

K - k { H - s f -t2

• (36.13.)

\nR/

,85

, 0,3 + 10ЈГ . 1

1 +-----------sm— H H gdje je:

Temeljenje

Temeljenje

489



k - koeficijent vodopropusnosti ^ H, R s, rw, t - dimenzije sa slike (sl.36.41.b).

36.9.6. OSTALE METODE SNIŽENJA NIVOA I PRESIJECANJA DOTOKA PODZEMNE VODE Postoje i drugi načini za sniženje nivoa podzemne vode kao što su npr. metoda pomoću horizontalnih cijevnih ili bušenih bunara (sl.36.42.-a, b), ili metode kojima se reducira ili potpuno blokira dotok vode u građevinsku jamu: elektroosmoza (sl.36.42.-c), zamrzavanje, injektiranje i hemijska konsolidacija. Sve ove metode poboljšanja tla opisane su u poglavljima VII i XI tačka 33.1.7., a ovdje će se samo neke kratko interpretirati. Horizontalne bušotine (bunari) koriste se u slučaju nemogućnosti korištenja vertikalnih bunara, obično zbog velike dubine iskopa, kroz složene terenske uslove. Jedno od rješenja je da se iskopa vertikalni šaht, iz kojeg se u vodonosnoj zoni ugrade horizontalne radijalne drenažne bušotine - bunari (sl.36.42.-a). Kod zaštite građevinske jame za Hidroelektranu Salakovac izveden je na lijevoj obali, u veoma skrašenom krečnjačkom masivu, sistem horizontalnih drenažnih bušotina u velikom zasjeku radi sprečavanju isticanja vode iz podzemlja u građevinsku jamu (sl.36.42.-b). snabdijevanja električnom energijom. Međutim, danas se primjenjuje kod dubokih šahtova, gdje je pritisak vode

Sl.36.42. Sniženje nivoa vode i stabilizacija kosine: horizontalni cijevni bunari (a), isto u ispucalom stenskom masivu (b), instalacija za elektroosmozu (c), gdje je: šaht (I), nivo vode u šahtu (2), radijalni horizontalni cijevni bunari (3), horizontalne drenažne cijevi (4), perforirane cijevi kao katode povezane u pumpni sistem (5), anoda od čelika (6), strujne linije (7). veoma velik, te se radovi ne mogu izvoditi ni pod pritiskom zraka. Na slici 24.2. dat je princip konsolidacije tla zamrzavanjem (tačka 24.5.). Ovakav vid ledene zavjese izveden je na zaštiti građevinske jame za Hidroelektranu Čakovec (Hrvatska). Na ukupnoj dužini ledene barijere izvedeno je 396 komada bušotina, na prosječnom razmaku 1,5 m, do dubine zamrzavanja od 53,0 m. Debljina ekrana iznosila je 5,0 m, a sa ohlađenom zonom 10,0 m, sa prosječnom temperaturom ohlađene zone izvan ledenog ekrana od +7,5°. U samoj barijeri ekrana uzeta je u proračun temperatura od -15° C. Amonijak (N H^ ) je korišten kao sredstvo za hlađenje, a lužina (CaCI2) za prenos toplote kroz unutarnje cijevi 075 mm od okitena, i vanjske 0139 mm od čelika (Herceg i Linćir, 1986). S ve dosa da opisa ne meto de sniže nja nivo a vode veza

Temeljenje

Temeljenje

489



ne su u osno vi za šljun ak i pijes ak. U sitno zmo m tlu, kao što su praši na i glina , dreni ranje je ovim meto dam a oteža no zbog delo vanj a kapil arnih sila na vodu u pora ma koje spreč avaj u slob odno gravi tacio no tečen je prem a buna ru. U ovim sluča jevi ma

Temeljenje

Temeljenje

489



mož e se prim ijenit i elekt roos moz a, čiji su osno vni princ ipi opisa ni u pogl avlju VII. U elekt roos mots kom siste mu voda direk tno teče od anod e, koja je kao čelič na šipka zabij ena u tlu, prem a filter skim buna rima kao kato de (si.3 6.42. -c). Pozit ivno nabij ene česti

Temeljenje

Temeljenje

489



ce vode teku kroz pore u tlu i skup ljaju se na kato di gdje se pum panj em dižu na povr šinu. Casa gran de (194 7) je izve o jedn adžb u tečen ja sličn u Darc vjev om zako nu tečen ja, prem a koje m tečen je ovisi o poro znost i tla i elekt rično m pote ncija lu. Tipič

Temeljenje

Temeljenje

489



an nači n koriš tenja za stabi lizac iju kosi ne dat je na slici 36.4 2.-C, gdje se kato da zabij a blizu kosi ne prek o koje voda otiče od kosi ne i na taj nači n kosi na se stabi lizira . Ano da staln o koro dira, te je potre bna česta njen a zamj ena, dok kato da ostaj

Temeljenje

Temeljenje

489



e u upotr ebi duži perio d. R eduk cija ili elimi nacij a tečen ja podz emn e vode pom oću injek cioni h zavje sa opisa na je u preth odni m izlag anji ma. Izrad a ovih vodo nepr opus nih zavje sa vrši se na bazi ceme ntnih , gline nih, ili ceme ntno gline nih susp enzij

Temeljenje

Temeljenje

489



a, a kod veo ma sitni h mate rijala koris te se hemi jska injek tiranj a. Savr eme ne meto de koris te jet (džet ) injek tiranj e sa ceme ntom , koji m se form ira niz stub ova stabi lizira nih ceme ntom u tlu, čime se stvar a nepr opus na barij era ili se stub ovi koris te za pren os opter

Temeljenje

Temeljenje

489



ećenj a. Ova meto da bit će objaš njenj a u nare dno m pogl avlju . I zvođ enje zavje sa zamr zava njem tla koris ti se u sluča jevi ma kada ostal e meto de nisu primj enlji ve. Ova meto da je skup a i rjeđe se izvo di. Siste m bušot ina mora biti strog o verti kalan , što

Temeljenje

Temeljenje

489



je u odno su na njiho v velik i broj teško ostva rljivo . Poteš koće su i u održ avanj u čitav og siste ma, za koji mora biti sigur an izvor 37. Asanacije nestabilnih kosina

37. ASANACIJE NESTABILNIH KOSINA U poglavlju VI dat je osvrt na izučavanje uzroka nestabilnosti prirodnih padina i vještačkih kosina, kao i metode klasifikacije i proračuna više tipova klizišta. U ovome dijelu bit će obrađene metode asanacije klizišta (ručeva), sa nekim primjerima iz prakse, te kontrola efekta asanacionih radova. 37.1. OSNOVNI PODACI O KLIZIŠTIMA I ISTRAŽIVANJIMA Asanacija nestabilnih padina i kosina obavlja se u fazi početnog pokreta zemljanih masa i degradiranih stijenskih masiva ili nakon obavljenog klizanja. Pojavama klizišta pogoduje raznovrsna geološka i geomehanička građa tla, hidrološki i hidrogeološki uslovi, strme padine, velika tektonska oštećenost, znatne količine vodnog taloga, klimatski uslovi, seizmičnost područja, kao i ljudske djelatnosti i drugi prirodni fenomeni. Sve ove i druge činioce, koji utječu na klizanje, potrebno je prethodno poznavati i analizirati prije pristubanja asanacionim radovima. Ovdje prvenstveno spadaju: a) geološki uslovi nastanka tla i njegova detaljna građa u širem i užem području klizišta; b) hidrogeološki aspekti područja; c) geotehničke osobine tla u kliznom području i izvan njega; d) karakteristike i tip klizišta, njegov smjer, intenzitet i brzine pokreta; e) geodetska mjerenja i osmatranja; f) položaj, oblik i osobine zone klizanja; g) geomehanička ispitivanja tla u kliznom tijelu i van kliznog tijela, i iz zone sloma klizišta; h) mogući uzroci pomjeranja ili klizanja i izazvane posljedice; i) program i projekat istražnih radova koje treba izvesti za dobivanje svih relativnih činilaca.

(a) Detaljna geološka građa šireg i užeg područja u pokretu treba da se dobije bušenjem, potkopima, geofizičkim i drugim metodama, definisane preliminarnim geološkim istraživanjima i programima. Značajno je da geolozi utvrde historijski razvoj, slijed i starost slojeva, tektoniku i mikrotektoniku,

Temeljenje

Temeljenje

489



predisponirane klizne ravni i druge morfološke i geološke detalje, koji će poslužiti za bolju interpretaciju rezultata dobivenih laboratorijskim ili "in situ" ispitivanjima. (b) Hidrogeološka istraživanja treba da definišu stanje i promjene podzemnih i površinskih voda i njihov uticaj na klizište. Hidrogeološkorn kartom prikazuju se pravci kretanja podzemne vodene barijere i vodopropusne zone sa procjenom količine vode i stepenom vodopropusnosti tla. Na ugrađenim piezometrima osmatraju se nivoi podzemnih voda i njihova oscilacija tokom vremena. Nivoi vode mjere se u piezometrima zatvorenog tipa, na klasičan ili savremen sarnoregistrirajući način, kako je to već opisano u prvoj knjizi (tač. 9). Promjer, broj i dužina porozne dionice u piezometrima mora se prilagoditi propusnosti materijala u koji se ugrađuje na definisanoj dubini bušotine. Nivoe podzemne vode treba promatrati duže vrijeme kako bi se dobili ekstremi i brzina promjene vodostaja. Voda je najčešće glavni uzrok klizanja, te su ovi podaci od presudne važnosti za pravilno projektovanje asanacionih radova. (c) Geotehnički podaci o sastavu i dubini slojeva tla ili stijenskog masiva dobiju se iz sondažnih bušotina i po potrebi iz istražnih potkopa, raskopa, zasjeka ili šahtova. U bušotinama se provode i sva ostala potrebna ispitivanja penetracijom i krilnom sondom, ovisno o vrsti tla i terenskim uslovima. Na uzetim uzorcima iz istražnih bušotina i radova provode se sva potrebna laboratorijska ispitivanja i obavlja interpretacija dobivenih rezultata koji će poslužiti projektu asanacionih radova. (d) Smjer intenzitet i brzina pokreta dobiju se mjerenjem položaja ugrađenih repera na klizištu i van njega tokom vremena. Stubovi sa reperima ugrađuju se dovoljno duboko da bi se obuhvatila što veća zapremina kliznog tijela. Bar dva repera moraju biti na sigurnoj udaljenosti od pokretne zone kako bi se pomoću triangulacije osiguralo sigurno mjerenje položaja ostalih triangulacionih tačaka u klizištu. Dobro je da se promjena položaja repera mjeri u prostoru, a ne samo u horizontalnoj i vertikalnoj projekciji. Karakteristike i elementi klizišta dobiju se mjerenjem područja geodetskim metodama na površini svih defekata i iz istražnih radova po dubini. Na bazi ovih geodetskih metoda mjerenja, u određenim vremenskim razmacima, mogu se proračunati brzine i smjerovi kretanja, te njihov intenzitet, i proračunati u kojoj se fazi nalazi pokrenuta padina. (e) Geodetska mjerenja i osmatranja se moraju provesti prema određenom programu geodetskih i fizikalnih metoda osmatranja. Vodoravna i vertikalna kretanja mreže repera ustanovljuju se prikladnim geodetskim metodama po profilima i sa dvije stalne tačke, izvan pokrenute zone. Položaj ovih tačaka osigurava se još daljnjim tačkama pomoću triangulacije. Metodom presijecanja određuje se položaj repera na klizištu. Mjerenjem uglova i računanjem dužina između pojedinih repera i stalnih tačaka, u određenim vremenskim razmacima, dobiju se razlike u uglovima i dužinama, na bazi čega se izračunaju pomaci tačaka u ravnini trougla. Nov položaj tačke u ravni određuje se iz grafičke konstrukcije crtanjem u većoj prikladnoj razmjeri. Promjena dužine (AL) U odnosu na dužinu (L ) je obično malena, pa se pri crtanju može zanemariti. Istodobnim niveliranjem mjeri se promjena visina mreže repera, pa se crtanjem dobije smjer kretanja. Danas postoje savremeni instrumenti i metode za mjerenje pomjeranja sistema tačaka u prostoru, za što je potrebna saradnja sa geodetskim specijalistima, (f) Položaj i oblik plohe sloma je važan radi: (i) određivanja, mjesta uzimanja uzoraka za ispitivanje parametara čvrstoće na smicanje materijala iz zone sloma, (ii) provođenja proračuna stabilnosti sa stvarnom plohom sloma, (iii) izbora metoda za asanaciju klizišta. Vanjski obrisi klizišta su vidljivi i lahko se snimi stanje u pojedinim periodima, uobičajenim ili savremenim geodetskim metodama. Problem je ustanoviti položaj i oblik površine sloma unutar klizišta. Danas se to vrši na više pojedinačnih ili kombinovanih načina kao što su: 1) Detaljni pregledi izvađenih uzoraka tla iz istražnih bušotina na kojima je moguće ustanoviti tragove površine sloma. Međutim, zbog oštećenja uzorka nastalog u fazi bušenja rijetko se može ustanoviti područje sloma na ovaj način, jer se obično izgube tragovi poremećenog materijala prilikom bušenja i vađenja uzorka. 2) Mjerenja zone deformacije u obloženoj sondažnoj bušotini pomoću čelične šipke ili inklinometrom. U istražnu bušotinu uloži se plastična (alkatan) cijev, a međuprostor između cijevi i stijenki bušotine popuni se glinovito-cementnim malterom (si.37.1.-a). Vremenom se cijev deformiše, pa šipka ne može proći kroz

Sl.37.1. Mjerenje zone sloma u obloženoj istražnoj bušotini: prije deformacije (a), nakon klizanja (b), (Nonveiller, 1981). te mjerenje deformacije osiTemeljenje bušotine inklinometrom na kosini pod 30" (c), (Wilson, 1970), gdje je: bušotina 080 - 120 mm (1), alkatna cijev (2), malter (3), betonski blok (4), poklopac (5), kraj mjerne šipke (6), šipka 0 6 mm dužine do 60 cm (7), zona deformacije (8), srednje zbijena glacijalna morena (9),

Temeljenje

489



savijeni dio cijevi u dublje zone i tu se registruje gornja zona klizanja (sl.37.1.-b). Kod plitkih klizišta ove se osmatračke cijevi mogu ugraditi zabijanjem u tlo. Savremeniji način promjene nagiba u bušotini dobije se mjerenjem inklinometrom sa daljinskom električnom registracijom. Kroz plastičnu cijev spušta se inklinometar i registruje nagib na raznim mjestima deformisane cijevi. Komparacijom više uzastopnih mjerenja ustanovi se dubina u kojoj se mijenja nagib, a pomoću dobivenih veličina nacrta se promjena ukupne deformacije gornjeg prema donjem dijelu cijevi (sl.37.1.-c). Ovaj način mjerenja je posebno dobar kod proučavanja sporih klizanja i pojava faze puzanja klizišta. 3) Sistemske analize podataka o pomjeranju repera na površini klizišta, kojima je moguće rekonstruirati i dobiti vjerovatni oblik i položaj zone sloma. Smjer pomjeranja repera u prostoru odraz je najčešće položaja i nagiba površine sloma klizišta. Okomica na vektore pomjeranja unutar jednog profila daje središte najvjerovatnije kružnice sloma (sl.37.2.-a). Na ovaj način moguće je dobiti iz vektora pomaka i površinu sloma, koja nije kružnog već izduženog oblika (sl.37.2.-b).

SI.37.2. Zaključivanje o obliku i položaju klizne ravni iz analize vektora pomjeranja u profilu klizišta: kružna površina sloma (a), izdužena površina sloma (b), (Nonveiller, 1981), gdje je: vjerovatna površina sloma ( I ) , gornja zona pukotina -čelo klizišta (2), donji rub — baza klizišta (3), vektori pomaka u uvećanoj razmjeri (4), područje vjerovatnog središta kruga sloma (5).

4) Kombinovana mjerenja položaja pomoću bušotina i interpretacijom pomjeranja vektora pomaka na površini klizišta. Za sada je ovo najpouzdaniji način određivanja oblika i položaja klizine površine. Praćenjem intenziteta pomjeranja tokom vremena može se dobiti slika o odnosima napona i otpornosti tla na smicanje. Ubrzavanje kretanja upućuje na brzi slom, a usporavanje na stabilizaciju kretanja. Praćenjem intenziteta brzine pomjeranja u fazi puzanja može se prognozirati vrijeme vjerovatnog sloma tla u klizištu. g) Ispitivanjem uzoraka tla dobiju se mjerodavni parametri čvrstoće na smicanje (c, tp), jedinične težine, vlažnost neporemećenih uzoraka, zasićenost, koeficijenti propusnosti i pozornosti, modul stišljivosti i si. Ova ispitivanja treba obaviti odmah nakon klizanja, kako bi rezultati bili što vjerodostojniji fazi klizanja. Parametri čvrstoće na smicanje dobiju se u triaksijalnom aparatu na rekonsolidiranim uzorcima na napon koji odgovara težini nadsloja. U toku ispitivanja treba mjeriti sve voiumenske promjene u svim fazama opterećenja, kao i razvoj pornog pritiska za hidrostatsko opterećenje, bez dreniranja i u fazi smicanja nakon rekonsolidacije. Na ovaj način se mogu proračunati parametri pornog pritiska, koji služe za procjenu pornog pritiska u proračunu stabilnosti kosine. Laboratorijski podaci treba da sadrže razvoj otpora smicanju ovisno o deformacijama. Za proračun konsolidacije potrebno je odrediti koeficijent propusnosti i ustanoviti stepen konsolidacije. Koeficijent propusnosti treba ispitivanjima dobiti za svaki sloj kako bi se mogla definisati strujna mreža i proračunati porni pritisak potreban za proračun stabilnosti kosine ili padine. h) Uzroci klizanja kosina navedeni su u poglavlju VI, te se ovdje oni samo rekapituliraju. Klizanje nastaje zbog povećanja napona smicanja iznad ili do veličine čvrstoće na smicanje materijala ili zbog pada otpornosti na smicanje materijala. U jednom ili u oba slučaja smanjuje se koeficijent sigurnosti na 1,0 ili ispod 1,0 (F s < 1,0). Porast napona smicanja može da nastubi zbog: 1) povećanja prosječnog nagiba kosine zbog erozivnog delovanja vode u stopi kosine; 2) povećanja opterećenja uzrokovano promjenom oblika kosine, izgradnjom objekata i drugim ljudskim djelatnostima; 3) rasterećenja u stopi kosine i povećanja njenog nagiba ljudskim zahvatima; Temeljenje

Temeljenje

489



4) povišenja nivoa podzemne vode, promjena vijekovne biološke ravnoteže, načina obrade zemljišta i drugih sličnih aktivnosti;

1) podzemnih aktivnosti, zemljotresa i drugih dinamičkih uticaja; Postepen pad otpornosti na smicanje tla može da uslijedi zbog: 6) potapanja dijela donje nožice kosine koja je od bujajućeg materijala: 7) rasterećenja donje nožice kosine od čvrste ispucale gline; 6) deformacija izazvanih puzanjem u jako prekonsolidiranim glinovitim i raspucalim tlima i stijenskim masivima. Program i projekat istražnih terenskih i laboratorijskih radova, radi asanacije klizišta, treba biti prethodno i detaljno sačinjen. Programom treba obuhvatiti sve aktivnosti i metode koje će dati podatke i odgovor na sve opisane tačke. Bez potpunih podataka i sa uvođenjem mnogih pretpostavki može doći do

Uopšteno će rasterećenje u obje vrste materijala dati približno jednak porast koeficijenta sigurnosti (AFt). ® Cfe) ©

т Sl.37.3. Povećanje stabilnosti nestabilne kosine: rasterećenjem gornjeg dijela kosine sa poligonom sila (a), opterećenjem donjeg dijela kosine sa poligonom sila (b), rasterećenjem gornjeg i opterećenjem donjeg dijela kosine sa poligonom sila (c), (Nonveiller, 1981). neuspjele asanacije klizišta ili ona može biti neekonomična.

Temeljenje

Temeljenje

489



37.2. METODE ASANACIJE KLIZIŠTA Iz prethodnih analiza i obrazloženja datih u poglavlju VI proizlazi da se klizanje može smiriti smanjenjem napona potrebnih za ravnotežu, povećanjem čvrstoće na smicanje materijala ili kombinacijom ova dva faktora. Smanjenje tangencijalnih napona potrebnih za ravnotežu može se postići: (i ) rasterećenjem gornjeg aktivnog dijela klizišta, (i i ) opterećenjem klizišta u donjem pasivnom dijelu, (Hi ) rasterećenjem gornjeg i opterećenjem donjeg dijela klizišta i (i v ) dreniranjem i povoljnim skretanjem strujnog pritiska. Povećanje čvrstoće materijala postiže se: (i ) opterećenjem donje stope klizišta u koherentnom tlu, (i i ) povećanjem efektivnog napona smanjujući porni pritisak (ст'= a- u), (iii) injektiranjem, (i v) elektroosmozom i (v) drugim tehničkim i konstruktivnim zahvatima. Opterećenja i/ili rasterećenja kosine, te drenaže, različito će delovati u kosinama od koherentnog nego u kosinama od nekoherentnog materijala. 37.2.1. RASTEREĆENJE I OPTEREĆENJE DELOVA KLIZNE POVRŠINE Rasterećenjem u gornjem i/ili opterećenjem u donjem dijelu kosine smanjuju se veličine tangencijalnih sila (7) a opterećenjem u donjem dijelu povećavaju se normalne sile (N), čime se povećava koeficijent sigurnosti (Fv). Ako iskopamo u gornjem dijelu kosine određenu količinu materijala i smanjimo težinu kliznog tijela (W) za dio težine (-AW]), doći će do smanjenja tangencijalne sile sa Г na Tu što je vidljivo iz poligona sila (sl.37.3.-a). Istovremeno rezultanta normalnih napona postaje manja od N na N\, a ugao џ na i/fj. Ovim smanjenjem ugla цг povećava se koeficijent sigurnosti (jedn.23.13.) u nekoherentnom tlu, nakon rasterećenja za: ^F.- F^^ ZML ,

(37.1.)

gdje je: , F, i Ft - koeficijent sigurnosti nakon i prije rasterećenja. Za koherentni materijal povećanje koeficijenta sigurnosti bit će (jedn. 23.2.): (37.2.) * ' '-i

Opterećenjem donje stope kosine silom AW2 smanjuje se ugao sa цг na i[f2, što je vidljivo iz poligona sila (si.37.3.-b), povećava normalna sila N na N2, a smanjuje T na T2, s tim da je rezultanta tangencijalnih sila T2>TX. U nekoherentnom tlu koeficijent sigurnosti (F S ) bit će toliko veći, za koliko se smanjuje ugao yr2 kao u prvom slučaju. Kod koherentnog tla u kosini uticaj na povećanje koeficijenta sigurnosti bit će manji, jer je 7" 2>7J, a time i 2Fs
Temeljenje

Temeljenje

489



Ovim opterećenjem i rasterećenjem kosine dolazi do promjene oblika kosine, a on mora zadovoljiti i druge funkcionalne zadatke. Činjenica je da promjena oblika kosine zahtijeva uobičajene i jednostavne građevinske radove, radi čega se ovaj tip povećanja stabilnosti kosine koristi veoma često. Ova asanacijska metoda je jedino i moguća kada klizanje nije nastalo zbog strujnog pritiska. Manjim radovima na iskopu i nasipanju moguće je povoljno asanirati klizište. Najpovoljnije je rješenje ako se iskopom u gornjoj zoni može materijal odložiti na nizvodni dio kosine. Korisno je da se ispod nasutog dijela izvede drenažni sistem, kako bi se nivo zasićenja novoga nasipa zadržao na nivou prijašnjeg terena, ili da bi se strujni pritisak zasićenog novog materijala usmjerio prema dolje, što dovodi do veće stabilizacije kosine. zaustavljanje klizanja. Isto tako, potrebno je provjeriti stabilnost kosine i potpornog zida, npr. sa središtem 02 (sl.37.4.). Ako klizna površina 1 ima koeficijent Fs ~ 1, onda izradom potporne konstrukcije klizna površina 2 treba da ima povećani koeficijent sigurnosti za oko 20%. Iz ovoga uslova određuje se dubina temeljne potporne

SI.37.4. Asanacija klizišta opterećenjem stope i uz pomoć potpornog zida u nožici nestabilne kosine (a), sa poligonom sila (bj, gdje je: klizna ravan bez potpornog zida ( I ) i dublja klizna ravan ispod zida (2). konstrukcije. Ima slučajeva da se promjena oblika nestabilne kosine obavi prirodnim putem i biva uzrok povećanju koeficijenta sigurnosti (Zalesina, sl.22.9.). Pokreti klizanja uzrokovali su da se gomji dio spusti - čelo klizišta, a donji podigne i odupre o bokove susjedne doline. 37.2.2. DRENIRANJE NESTABILNIH KOSINA Samo promjenom oblika kosine rasterećenjem u gornjem i opterećenjem u donjem dijelu ne može se u svakom slučaju ostvariti dovoljna sigurnost nestabilne kosine. Tada ostaje mogućnost dreniranja kosine, čime utječemo na smjer 1 veličinu strujnog pritiska i na porni pritisak, samostalno ili u kombinaciji sa promjenom oblika kosine. Daljna tehnička mogućnost je izvođenje složenih poduhvatnih konstrukcija kojima se preuzima dio nestabilne kosine.

Temeljenje

Temeljenje

489



Povećanje učinka promjene oblika klizne kosine može se izvršiti izradom potpornog zida u nožici kosine (sl.37.4., 37.15.). Umjesto betonskih zidova rade se i zidovi od gabiona, montažni zidovi, geotekstilni zidovi sa armiranjem nasipa, a nekada i cijele armirano - betonske konstrukcije sa šipovima raznih profila (sl.37.20.). Potporni zidovi dimenzioniraju se na uobičajen način za preuzimanje komponente aktivnog pritiska ( P A ) i najčešće nisu dovoljno jaki da preuzmu sile za Sl.37.5. Uticaj strujnog pritiska na stabilnost kosine: kosina sa kliznom površinom i šetnatskim prikazom sila (a), poligon sila za potpuno delovanje strujnog pritiska i bez njega u potopljenoj kosini (b), poligon sila za delomično delovanje drenaže (c), poligon sila sa vertikalno usmjerenim pritiskom prema dolje (d), (Nonveiller, 1981).

Na slici 37.5. data je šema i poligoni sila za potopljenu kosinu i uticaji strujnog pritiska za potpuno i delomično potopljenu i nepotopljenu kosinu. Na poligonu sila (si.37.5.-b) vidljivo je da se dobije ugao џ0, kada nema strujnog pritiska i i//, sa strujnim pritiskom S x , u smjeru strujanja u potopljenoj kosini bez drenaža. Dreniranjem se, kako je rečeno, utječe na veličinu i smjer strujnog pritiska i najveći efekat se postiže ako propusni sloj ugradimo ispod kliznog tijela, npr. u pravcu A - B (sl.37.5.-a). Svaki drugi položaj drenaža manje bi promijenio smjer strujnog pritiska. Sa vodoravnom drenažom ugrađenom u pravcu A — B delovat će strujni pritisak _ з prema dolje. Iz poligona sila (sl.37.5.-d) dobiju se potrebne sile otpora Т3 i N3, sa uglom ц/ 3 =у/ 0 . Uzdužne drenaže postavljene na manjem međurazmaku izazvat će manji strujni pritisak niz padinu, te će se istodobno smanjiti sile otpora trenja 7*2 i N 2 do graničnih veličina Г0 i No, odnosno ugla цг0 (poligon sila pod b), u uronjenoj kosini bez strujanja vode, odnosno bez strujnog pritiska. Sa dubokom vodoravnom drenažom postiže se isti učinak, samo je N3 = 2N0 . Kod delomičnog delovanja drenaža (sl.37.5.-c) dobiva se strujni pritisak Si, sa uglom y / < \ j / . Ako bi se izvele uzdužne drenaže sa padom kosine na manjem razmaku, pravac drenirane podzemne vode bio bi usmjeren više u poprečnom smjeru nego u podužnom niz padinu, što je za stabilnost kosine povoljnije. Strujni pritisak u smjeru padine bio bi vrlo malen, te bi se ugao џ, između sila N i P smanjio na цг <цг 2 . koherentnog tla. Obratna je situacija pri vrlo sporom padu nivoa vode ispod kosine 2' prema Г i 0. Ovi uticaji vidljivi su u tabeli 37.1. Tlo je redovno heterogeno i njegova vodopropusnost je različita na raznim mjestima i u raznim slojevima. Dreniranje će biti efikasnije ako drenaže zahvaćaju sve ove propusne zone. Za proračun efekta dreniranja potrebno je preko strujne mreže, prije drenaže i nakon dreniranja, proračunati veličinu i smjer strujnog pritiska. Po pravilu, drenaže bi trebale biti dublje od pokrenute mase tla i izvedene u smjeru kretanja klizišta. Druga je mogućnost da se drenaža izvede u pokrenutoj masi klizišta, ali je potrebno dokazati da li je i u kojoj mjeri povećan koeficijent sigurnosti. Kod vertikalnih drenaža voda će teći u smjeru poprečno na drenažu (si.37.6.-a), uz njegove stijenke i u smjeru kosine na polovici razmaka između dva drena. Razmak između drenaža ne bi trebao biti veći od dvostruke dubine (2D). Na ovaj način raste vertikalna komponenta strujnog pritiska, čime se povećava efektivni napon (cr')i učinak dreniranja i kod male vodopropusnosti tla. Kako je strujni pritisak ispod drenaže usmjeren prema gore, ukupni strujni pritisak u prosjeku je kos prema drenažama, pa uvijek ostaje njegova jedna mala komponenta u smjeru kosine. Zbog ovoga u malo vodopropusnim materijalima ovo ima uticaj na stabilizaciju kosine. 2

Temeljenje

l

Temeljenje

489



Uticaj promjena vodostaja na stabilnost klizišta Tabela 37.1. "Promjena nivoa vodeKoherentno tlo. !
Sl.37.7. Neki tipovi kanala za površinsku odvodnju: armirano betonska kanalica (a), armirano Temeljenje - betonska koritnica (b), betonski monolitni kanal (c), kanal obložen kamenom ili betonskim blokovima (d), gdje je: kamena obloga (1), betonski blokovi (2), vodonepropusna membrana (3).

Temeljenje

489



i/ili drenaža odvodi se u glavni odvodni objekat, što dalje od zone klizanja. Na slici 37.8. dat je tlocrt izvedenih kopan ih drenaža na blagoj padini Prekrižje (Zagreb) sastavljenoj od 5,0 - 10,0 m debele prekonsolidirane gline, srednje i visoke plastičnosti, ispod koje je debela naslaga propusnije anorganske prašine. Podzemna voda se skuplja iz klizišta pomoću sistema drenaža raznog oblika i veličine. Njihovom izgradnjom snižava se nivo vode i mijenja pravac strujnog pritiska, što poboljšava stabilnost kosine. Drenažne građevine treba da djeluju trajno, da ne bi njihovo delovanje izazvalo eroziju tla granične zone, čime bi se začepila drenaža. Ispuna drenaže mora odgovarati filterskim pravilima koja su objašnjena u tački 35.3. Drenažne građevine mogu se razvrstati na: (i ) otvorene drenažne kanale, (i i ) zatvorene drenaže, (i i i ) drenaže u potkopima, (i v ) vertikalne i horizontalne drenažne bušotine i (v) kaptažni bunari.

Otvorene drenaže služe za površinsku odvodnju klizišta, do 3,0 m dubine, i one se obično popune lomljenim kamenom (sl.37.9.-a). Ovo je stari tip drenaže, čiji je nedostatak otvorenost sa gornje strane na koju površinska voda unosi sitne čestice koje vremenom smanjuju vodopropusnost drenaže. Osim ovoga, kamen u drenaži ne sprečava ispiranje okolnog tla. Zatvorene drenaže se najviše primjenjuju u praksi i izvode se na više načina (sl.37.9.-b, c, d). Širina drenažnog rova ovisi na koji način se izvodi rov, ali iz konstruktivnih potreba uzima se obično 0,60 - 1,5 m, što ovisi o njegovoj dubini. Dubina drenaže obično presijeca čitav vodonosni sloj, a dno se postavlja u nepropustljivoj podlozi, odnosno izvan zone sloma kosine.

Temeljenje

Temeljenje

489



Sl.37.9. Detalji drenažnih rovova: otvorena drenaža (a), drenažna cijev u šljunku i na podlozi pijeska (b), drenaža bez drenažne cijevi (cj, dno drenaža od betona sa drenažnom cijevi i sa betonskim rigolom (d), šaht za pregled drenaže (e), gdje je: lomljeni kamen (1), pijesak (2), šljunak (3), perforirana drenažna cijev (4), nepropustan materijal (5), zatravljena površina (6), površina sloma (7), betonski kanal (8), perforirana cijev (9), (Nonveiller, 1981; Stojadinović, 1986).

Dno drenaže izvodi se bez posebne podloge (sl.37.9.-b , c), ili se radi povećanja odvodnje postavi perforirana cijev na betonsku podlogu, ili izvede betonski kanal (si.37.9.-d), ili se cijev od poroznog materijala ugradi u šljunak (si.37.9.-b). Ako sama drenažna cijev nije dovoljno porozna, treba je perforirati i položiti tako da spojnice imaju određen zazor. Cijevi koje se ugrađuju u šljunak trebaju imati perforacije veličine koje odgovaraju granulometrijskom sastavu drenažne ispune. Ako se na ovo ne obrati pažnja, doći će do ispiranja ispune drenaže, što će izazvati postepeno zapunjavanje drenažne cijevi. Drenaža sa betonskom podlogom prima vodu samo sa strana tako da se smanjuje količina vode koja gravitira drenaži. Drenaža se na površini zatvara nabijenim slojem gline kako bi se spriječilo unošenje sitnih čestica, koje bi vremenom smanjile vodopropusnost drenaže. Korisno je da se uspostavi vegetacioni pokrivač. Ponekad se drenaža zatvara betonom sa kanalom za odvođenje površinskih voda (sl.37.9.-d). Izlaz drenaže na teren ili u kontrolni šaht (sl.37.9.-e) izvodi se pomoću drenažne cijevi ili posebno ugrađene perforirane metalne cijevi. Na spojevima drenaža dobro je izvesti betonske kontrolne - revizione šahtove. Geotekstili su se u drenažama pokazali kao izvrsna zamjena filterima od zrnastih kamenih materijala, koji se stavljaju oko drenaže cijevi. Do sada su moguća dva osnovna načina primjene netkanog tekstila. Prvi je da se geotekstilom omota zrnata fdterska ispuna koja se polaže po obodu iskopa i po vrhu drenaže, a druga je da se obloži drenažna cijev, a sam rov ispuni pijeskom. Pravilno izabran geotekstil osigurava vodopropusnost, zadržavanje čestica tla i dugotrajnost delovanja. Potkopima se prihvata ju podzemne vode iz vodonosnih slojeva i kaptiraju izvori koji se nalaze duboko u podzemlju. Obično se potkopima dođe do kontakne zone između nanosa i nepokrenutog tla, odnosno između vodopropustlj ivih i vodonepropustljivih slojeva. U naseljenim područjima dreniranje je moguće izvršiti potkopima, jer se ne mogu izvoditi površinske drenaže. Potkopi se obično kombinuju sa vertikalnim drenažama i oni se izrađuju sa filterima, ako se njima

1. 5 0

SI. 37.10. Drenažni potkopi sa kanalima za odvođenje drenirane podzemne vode, gdje je: pijesak (1), šljunak i kamen (2), betonski kanal (3), pođgrada (4), (Stojadinović, 1986). prikuplja i odvodi podzemna voda. Oni su obično trapeznog, rijetko lučnog oblika sa betonskom tajačom za odvod drenirane podzemne vode (si.37.10.). Cesto potkopi ostaju otvoreni radi kontrole i odvođenja drenirane vode, jer i u ovome slučaju oni služe kao otvoreni horizontalni drenovi. Vertikalne drenažne bušotine se izvode rjeđe i to u slučaju kada se zasićeno tlo treba drenirati, a leži na vodopropustljivom i stabilnom sloju. Na ovaj način se voda iz gornjeg zasićenog sloja drenira u donji, i tako povećava čvrstoća gornjeg sloja.

Temeljenje

SI. 37.11. Horizontalne drenažne bušotine: sistem bušotina kod povećanja stabilnosti kosine (a), dreniranje kod kružno cilindrične klizne ravni (b), gdje je: horizontalne drenažne

Temeljenje

489

masiv (3).



Kaptaža izvora vrši se prihvatanjem vode na izvoru, njenom skupljanju i odvođenju van klizišta. Dno kaptaže radi se od betona ili kamena u malteru i polaže se na vodonepropusnu podlogu. Zidovi kaptaže izrađuju se tako da propuštaju vodu, a iza njih se postavljaju filterski slojevi. Drenaža kosina vrši se i preko drenažnog materijala postavljenog po površini kosine (sl.36.2.-c). U ovome slučaju kosina se izravna u definitivnom nagibu i postavlja odmah drenažan sloj. Ispuna drenažnog rova mora se prilagoditi filterskim pravilima (vidjeti tačku 35.3.). Granulaciju filtera treba prilagoditi okolnom materijalu koji treba biti propustljiviji deset puta nego materijal u kontaktu. Filterski materijal treba prema nekim američkim istraživačima da zadovolji slijedeće uslove: Odnos ispiranja definisan kao: Dj5 filterskog materijala -<5, (37.3.) okolnos materijala Odnos vodopropustljivosti definisan kao: >5,

(37.4.)

D15 filterskog materijala

As okolnos materijala Horizontalne drenažne bušotine izvode se pod blagim nagibom u koherentnim i nekoherentnim materijalima. Današnja savremena tehnika bušenja omogućava bušenje u nekoherentnom materijalu sa oblaganjem ili u koherentnom tlu bez oblaganja bušotine dubine i preko 100,0 m. Nakon bušenja uvuče se drenažna cijev sa filterom, a kolona ako je korištena, postepeno se izvlači vani (sl.37.11.). Za pliće bušotine koriste se spiralna svrdla, bez oblaganja bušotine ili sa njom. Radi nadopune istražnih radova izvode se bušotine sa duplom sržnom sa vađenjem neporemećenih uzoraka, nad kojima se provode dopunska laboratorijska ispitivanja. Za privremena osiguranja kosina iskopa koriste se perforirane drenažne cijevi bez filterske zaštite ili samo bušotine ispunjene pijeskom. Ove drenažne bušotine odvode vodu iz kosine, a isto tako mijenjaju pravac strujanja vode (sl.37.6.-b). Nekada se za stabilizaciju kosine izvodi čitav sistem horizontalnih bušotina sa istim ili različitim dužinama, poredanim u šahovski poredak (sl.37.11.-a). Obično se uzima tolika dužina, da tangira klizni krug, koji opet tangira neporemećeni stijenski masiv (sl.37.11 .-b). Ispunjavanjem uslova da odnos ispiranja treba biti veći od 5 sprečava se da fine čestice okolnog tla ne erodiraju i zapunjavaju filterski materijal, dok zahtjev da odnos vodopropustljivosti bude veći od 5, treba da obezbijedi, da filterski materijal bude dovoljno vodopropustljiv. Na bazi ova dva zahtjeva proizlazi da granice veličine čestica D15 (Dis znači ona veličina zrna koja odgovara ordinati od 15% granulometrijske krive) filterskog materijala treba da leži između: 5 • Dl5 i 5 ■ Di5.

37.3.

OSMATRANJE POKRETA I EFEKATA ASANACIONIH RADOVA

Pokreti prirodnih ili vještačkih kosina mogu biti dugotrajni, te je osmatranje vremenskog pomjeranja, odnosno brzine pokreta, veoma značajno i neophodno za procjenu eventualnog vremena sloma kosine i preduzimanja asanacionih mjera radi izbjegavanja mogućih katastrofalnih pojava. Posebno kod velikih rudarskih površinskih otkopa, iskopa za velike hidrotehničke i druge objekte, priobalnog područja akumulacionih jezera, itd., gdje su česte promjene ravnotežnih uslova u tlu i stenskom masivu, dolazi veoma često do pokreta postojećih ili otvaranja novih nestabilnosti. Ovo se, također, dešava i kod nekih prirodnih padina sa aktivnim klizištima. Površinsko osmatranje najčešće se svodi na geodetska mjerenja triangulacione mreže, a kod složenih slučajeva i na aerofotogrametrijsko snimanje. Najčešće se geodetskim metodama mjere pomjeranja pojedinih geodetskih tačaka, iz kojih se procjenjuje brzina i smjer kretanja u pojedinim intervalima (sl.37.12.). Kod dubinskog osmatranja koriste se praktički sve metode primjenljive i kod istražnih i kontrolnih radova. Interpretacija rezultata osmatranja zahtijeva interdisciplinarni pristub geologa, geodeta, geofizičara, geotehničara, građevinskih inženjera, hidrogeologa i tehnologa, jer se mjerama asanacije ne može pristubiti po krutim i sigurnim pravilima. Teorija stabilnosti kosina može se dovoljno tačno primijeniti samo kada se radi o homogenom tlu, odnosno masivu. U heterogenom tlu treba sagledati sve faktore koji uslovljavaju nestabilnost, te osloniti se na ličnu sposobnost i iskustvo stvaranja predodžbe o međuzavisnosti svih faktora, posebno delovanja vode na razne vrste tla.

Temeljenje

Temeljenje

489



Sl.37.12. Pomjeranje tačaka C-4 i A-21 u profilima kosina površinskog kopa, koja karakterišu generalisani Kelvinov model (Mandžič, 1985).

Radi ovoga projekat asanacije treba koncipirati tako da je moguće unositi sve izmjene i dopune na bazi rezultata osmatranja prije, u toku, i nakon provedene asanacije. Poželjno je nastaviti sa osmatranjem i nakon provedenih asanacionih mjera, posebno pomjeranja nivoa podzemne vode i stanje drenažnih objekata. Najbolje se efekat asanacije može utvrditi ako se zadrže reperi, koji su bili postavljeni u fazi istraživanja i izvođenja asanacionih radova. Pojedine mjerne tačke, koje bi se mogle uništiti u fazi izvođenja, potrebno je izmjestiti i povezati ih sa prethodnim rezultatima osmatranja. Efikasnost asanacije očituje se u smanjenoj ili potpuno spriječenoj brzini kretanja, posebno nakon intenzivnih padavina. Mjerenjem nivoa podzemnih voda u piezometrima dobit će se direktno podaci o promjeni efektivnih napona, nastalih delovanjem izvedenih drenaža. Bušotine u kojima se mjere deformacije nastale klizanjem dat će podatke o eventualnim promjenama njegove dubine. Ukoliko se provedenim radovima nije dovoljno smirilo klizište, moguće je izvesti dodatne radove na bazi interpretacije rezultata ovih osmatranja. 37.4. NEKI PRIMJERI ASANACIJE KLIZIŠTA Česte su pojave nestabilnosti prirodnih padina ili vještačkih kosina u priobalnim područjima velikih akumulacionih bazena i kod površinskih rudarskih kopova. Cijeneći obim, značaj i moguće posljedice klizanja padina, bilo da su rezultat prirodnih procesa, denivelacije vode u akumulaciji ili neplanskog iskopa i nekontroiisanih ljudskih aktivnosti, obavljaju se određena terenska i laboratorijska ispitivanja i osmatranja padina sa ciljem ocjene stepena stabilnosti pojedinih delova padine. Ove aktivnosti obavljaju se prije, u toku i nakon izgradnje objekata. Slično se radi i kod drugih radova na iskopu za saobraćajnice i druge vrste objekata, u područjima sklonim klizanju. U području akumulacije Rama definisane su: (i ) stabilne (krečnjaci, dolomiti, verfenski kompleks i nevezane stijene na zaravnima), (i i ) uslovno stabilne (klastične nevezane stijene) i (Hi ) nestabilne (ilovičasti pokrivači i raspadnuti laporci) padine. 1) Klizište "Separacija" aktivirano je u fazi pražnjenja akumulacije, ali je bilo aktivno i prije izgradnje hidroelektrane. Nakon uočavanja prvih pukotina, ugrađeni su reperi i mjerena su pomjeranja. Maksimalno pomjeranje za 21 dan iznosilo je 29,3 m, srednje 7,9 m, a minimalno 0,5 m, dok se srednja brzina pomjeranja kretala od 2 mm/dan do 1,63 m/dan. Klizna ravan formirana je na kontaktu deponovane jalovine i prirodne površine terena, koja se dalje proširila na kontakt ilovačastog pokrivača i gline sa laporcima. Glavni uzrok ovome pokretu je, prije svega, deponovan materijal, koji je spuštanjem nivoa vode u akumulaciji bio pod pojačanim filtracionim pritiscima i ispiranjem sitnih čestica. Oslabljeni oslonac padine pod dodatnim opterećenjem uslovio je aktiviranje klizišta, tim prije jer je na predisponiranoj ravni po kontaktu sa glinama smanjena otpornost na smicanje. Za slučaj padine u prirodnim uslovima dobiven je koeficijent sigurnosti 2,6, a za slučaj pune akumulacije 3,8, tj. padina je stabilna, dok je kod pražnjenja akumulacije padina postala nestabilna (Fs =0,94). Ovo konsekventno klizište dužine 240,0 m, širine 200,0 m i dubine 15,0 m sanirano je samo površinskim ravnanjem iznad nivoa akumulacije radi izgradnje oštećenog puta, jer urušeni materijal u nožici klizišta nije ugrožavao ulaznu građevinu dovodnog tunela hidroelektrane. Temeljenje

Temeljenje

489



2) Klizište "Kukovi" nalazi se na lijevoj obali akumulacije Jablanica. Šire njegovo područje izučavano je još od strane F. Katzera ali su detaljnija izučavanja uslijedila tek u fazi izgradnje Hidroelektrane Jablanica.

Temeljenje

i

Hidroelektrane L. Marica,

Temeljenje

489

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja_____

37. Asanacije nestabilnih kosina

Na širem lokalitetu tunela "Kukovi" bilo je i prije i u toku izgradnje uzane pruge i puta pokreta manjeg

10

GODINE Sl.37.13. Dijagram srednjihOSMATRANJ brzina kretanja klizišta "Kukovi" A po profilima ( l — VI). obima koji su izučavani, istraživani i ispitivani od strane mnogih stručnjaka i različitih institucija. Praktički je početkom 1954. godine započeto sa izučavanjem problematike stabilnosti padina u ovome području, tj. prije početka punjenja akumulacije Jablanica. Zbog svoje složenosti, kompleksnosti i značaja ovo klizište je postalo predmet stalnog istraživanja, osmatranja i izučavanja, posebno sa stanovišta izučavanja uzroka nastajanja i uticaja akumulacije na njegovu nestabilnost. U dosadašnjem periodu izveden je znatan obim istražnih radova i laboratorijskih ispitivanja, na bazi kojih su napravljene mnogobrojne analize i elaborati i davan naredni obim kao i vrste dopunskih istraživanja. Sadašnji fond podataka omogućuje šire izučavanje nastanka klizišta i mogućeg načina njegovog saniranja. Istražni radovi sastojali su se u izradi: > 12 bušotina ukupne dubine od 510,4 m; > 6 sondažnih bunara ukupne dubine od 173,0 m; > 14 piezometara ukupne dubine 444,1 m; > 5 istražnih potkopa ukupne dužine 707,7 m. Pored ovih istraživanja vršena su i osmatranja pokreta preko repera na 13 profila i obavljenja potrebna laboratorijska ispitivanja uzoraka tla. Analizom srednjih brzina kretanja tla po profilima može se zaključiti (si.37.13.) daje poslije prvih pokreta došlo do smanjenja srednjih brzina pomjeranja tla iako osmatranja ukazuju na kontinualnu aktivnost klizišta. Razmatranjem profila i repera u profilima uočava se cikličnost aktivnosti i smirivanja, ali ona vrlo slabo korespondiraju sa denivelacijom vode u akumulaciji. U širem području klizišta "Kukovi" moguće je izdvojiti više područja koja su izgrađena od (Zavod za inž. geol., 1981): (a) brečastih i bankovitih krečnjaka, te bankovitih dolomita koji se odlikuju pukotinskom poroznošću, ali nemaju značaja u formiranju i razvoju nestabilnosti ove padine; (b) laporovitih krečnjaka sa glincima koji su najviše zastubljeni i direktno utječu na nestabilnost klizišta, jer predstavljaju hidrogeološki kolektor znatnih količina oborinskih voda; (c) liskunovitih pješčara i glinaca koji u hidrogeološkom smislu predstavljaju vodonepropusnu sredinu, izuzev površinskog pokrivača; (d) drobinskog i padinskog materijala manje značajnog za stabilnost padine. Na bazi prikupljenih podataka, njihove analize, reinterpretacije svih postojećih istražnih radova, fotogeološke obrade, aviosnimaka, detaljnog inženjersko - geološkog kartiranja i dr., može se ovo nestabilno područje podijeliti u dvije neovisne sredine: (i ) prostor tunela "Kukovi" i (u ) slivno područje potoka Crnaja. Klizište u području tunela "Kukovi" odlikuje se veoma dubokim klizanjem. Tijelo klizišta sastavljeno je od vodopropusnih tektonski oštećenih laporovitih krečnjaka koji direktno leže preko vodonepropusnih pješčara i glinaca. Infiltracijom vode kroz vodopropusnu sredinu dolazi do cirkulacije podzemne vode uzduž kontakta ovih dviju sredina i prihranjivanja kliznog tijela, što ima za posljedicu smanjenje otpornosti tla na smicanje. Klizište u području sliva Crnaje ima karakter površinskog klizanja heterogenog pokrivača relativno malih dubina do 8,0 m. Pojave klizanja odraz su površinskih i podzemnih voda, fizičko - mehaničkih osobina pokrivača i ljudske djelatnosti. Dokazano je da denivelacija vode u akumulaciji nije neposredni uzrok ovih pojava. Cijeneći da su podzemne i površinske vode najveći uzrok pojavama nestabilnosti, rješenje treba tražiti u radikalnom odvođenju površinskih i dreniranju podzemnih voda sa onih delova padine, koja su pod najvećim uticajem ovih faktora. Izvođenjem istražnih stolni i bunara smanjila bi se donekle brzina pokreta tla, jer su oni

505

Temeljenje

Temeljenje

513

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja_____


donekle imali ulogu drenaže, što upućuje na zaključak da se drenažnim konstrukcijama može utjecati na veću stabilnost padine (Selimović, 1983). 3) Povećanje stabilnosti osuiinske i terasne padine u neposrednoj blizini brane i preljeva u tunel Hidroelektrane Grabovica izvršeno je dodavanjem materijala iz iskopa u nožici nasipa (si.37.14.). U zonama osuline moćnosti do 30,0 m ustanovljeni su i rasjedi u kojima je kao i van njih otkriveno više manjih kaverni u osnovnoj stijeni uslojenih krečnjaka i dolomita, ispunjenih pijeskom, drobinom, glinovitim materijalom, ili su ostale nezapunjene. Viši slojevi osuline građeni su od krečnjačke ili dolomitske sitne drobine, a niži od terasnih sedimenata, sa

506

Temeljenje

Temeljenje

513

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja_____________________


valuticama i blokovima. Ovi sedimenti vezani su glinovitim iii karbonatnim vezivom, a delomično su i kongiomeratisani. Na ovome potezu provedena su geološka i geomehanička laboratorijska i "in situ" ispitivanja na malim i većim uzorcima tla. Rasturanje rezultata je veliko, a srednje vrijednosti iznosile su za: jediničnu težinu 22 kN / m 3 , poroznost 0,22, ugao unutarnjeg trenja 50°15* ( 0 3 m), 55°57' (3 - 6 m) i koeficijent propusnosti 1x10° cm/s. Veća stabilnost ove padine obezbijeđena je dodatnom kontratežinom materijala iz iskopa, a osiguranje od ujezerene vode pokosa izvršeno je kamenom oblogom. Za prirodnu kosinu dobiveni su, za kritične ravni klizanja, koeficijenti sigurnosti, po profilima: 1,26 2,10, 1,5 i 1,6, dok je nakon nasipanja koeficijent povećan na: 1,55 - 2,56, 1,8 i 1,6, što predstavlja povećanje za oko 20%. Strujni pritisci nisu uzeti u obzir, jer je terasni materijal velike propusnosti. Radi relativno malih brzina pri denivelaciji akumulacije (130 cm/dan) neće doći do ispiranja čestica, tim prije što je nožica nasipa ojačana lomljenim kamenom, a pokos iznad kote 145 m.n.m. obložen kamenom oblogom (sl.37.14.). U cilju osiguranja veće dužine trupa pruge normalnog kolosijeka od ujezerene vode izvršenje veći obim istražnih radova i laboratorijskih ispitivanja, na bazi čega je provjerena stabilnost nasipa i projektovano njegovo osiguranje. Na bazi sondažnih 75 bunara, u 28 karakterističnih poprečnih profila, dobiven je uvid u geološki sastav nasipa i supstrata, a ispitivanjem poremećenih i neporemećenih uzoraka tla određene su osnovne fizičko mehaničke osobine nasipa i supstrata. Ispitivanjem je ustanovljeno da se nasuto tlo sastoji od ilovače sa drobinom, lomljenog kamena, šljunka, ili šuta, ovisno o lokalitetu, dok prirodno tlo izgrađuju diluvijalne ilovače sa drobinom ili blokovima, drobine krečnjaka i dolomita, šljunkovi, pijesci ili konglomerati, te blokovi krečnjaka i dolomita. Na osnovu dobivenih rezultata ispitivanja izvršena je provjera stabilnosti nasipa, prema metodi Janbua, za razne visine vode u akumulaciji i u više karakterističnih presjeka. Ovisno o geološkim uslovima, sastavu nasutog i prirodnog tla i visini ujezerene vode projektovani su određeni vidovi zaštite pokosa nasipa. Jedan od primjera proračuna stabilnosti i zaštite pokosa dat je na slici 37.15. Najveći koeficijent sigurnosti dobiven je za slučaj suhe kosine ( F = 1,7-3,6), a najmanji kada je nasip potopljen (F = 1,6 - 3,l).

Sl.i7.14. Karakterističan presjek ojačane i osigurane padine trupa pruge Sarajevo - Ploče, sa principom proračuna stabilnosti, gdje je: klizna ravan poslije nasipanja Fs =1,834 (/), Fs = Principijelan 1,63-1,83 (ii), Fs =1,72-1,81 (///),Sl.37.15. sitna i krupna drobina prikaz proračuna stabilnosti nasipa i načina zaštite pokosa trupa normalne pruge: klizne ravni (1 i II), (1), terasni materijali (2), uslojeni dolomiti (Зј, rasjed (4), nasip od kamena^ zaglinjen (1), drobina krečnjaka istražna bušotina (5), trup normalne pruge sa lomljenog osiguranjem i dolomita mjestimično zaglinjena (2), krečnjački blokovi (3), (6), trup uzane pruge (7), terasni i kameni materijal iz iskopa kamena obloga (4). (8).

37. Asanacije nesta 4) Klizište širine 150,0 m na površinskom rudarskom kopu "Gračanica", kod Gacka, sanirano je rasterećenjem kosine. Da bi se odabralo optimalno rješenje, analizirano je više varijanti i odabrana je varijanta B, koja u najpovoljnijem slučaju daje koeficijent sigurnosti veći od 1,26 (sl.37.16.-a). Radi destabilizacije saniranog klizišta, usljed povećanja pritiska vode u krečnjačkom masivu, predviđena je izrada

514

Temeljenje

Temeljenje

507



drenažnog sistema dubine 5,5 - 6,0 m, u dužini od 70,0 m. Na jednom profilu predviđen je betonski šaht i voda se izvodi odvodnom cijevi 0 250 mm, okomito na drenažu, do vodosabirnika, odakle se voda ispumpavala iz kopa (sl.37.16.-b). Za procjenu uzroka i obima klizanja izvedeno je više istražnih bušotina na kojima su ugrađeni piezometri radi osmatranja nivoa podzemnih voda i inklinometri, te postavljeno više repernih tačaka za osmatranje. Na bazi ovih istraživanja i osmatranja dobivena je tačna predstava o položaju slojeva i mehanizmu klizanja. Klizna površina locirana je tačno na kontaktu ugljenog sloja i zelenosive gline sa krečnjačkim članovima. Zelenosive gline sa karbonatnim članovima imali su ugao trenja 19°, a koheziju 1,0 kN / m 2 (Stević, Ćimić i dr., 1985). Proračun je obavljen iterativno pomoću Janbuove metode na računam za nepravilne klizne površine. Uticaj sanacionih mjera na stabilnost injekcione zavjese, koja se nalazi 49,0 m od ivice kosine, analiziran je pomoću metode konačnih elemenata sa elastoplastičnim karakteristikama materijala. Utvrđeno je da dolazi do

SI.37.16. Prikaz varijanti rasterećenja kosine (A, B i C) sa kliznim ravnima, nagibom slojeva i bušotinama (a), te poprečni presjek drenažnog rova, sa sabirnim šahtom i uzdužnom odvodnom cijevi do sabiranika (b). povećanja napona usljed ovoga efekta samo za 2%, što je neznatan uticaj. 5) Klizanje blage padine u akumulaciji pored nasute brane odigralo se u domenu glinovito - laporovite serije kvartara i miocena (sl.37.17.). Zahvaćena površina klizanja iznosila je 220,0 х 150,0 — 180,0 m, sa dubinom klizne površine od 10,0 - 15,0 m, u središnjem dijelu klizišta. Osnovni uzroci klizanja bili su u infiltraciji vode u podzemlje, neadekvatnoj odvodnji, pogoršanju naponskog stanja izgradnjom gradilišnih puteva, porastu pornih pritisaka i u smanjenju, odnosno gubljenju kohezije.

514

Temeljenje

Temeljenje

508



Sl.37.17. Situacija brane sa klizištem: brana (1), kontrolna galerija (2), pomoćna brana (3), galerija srednjeg ispusta (4), temeljni ispusti (optočni tunel) (5), šahtni preljev (6), bučnica (7), spoj srednjeg sa temeljnim ispustom (8), pristubni put za branu (9), sanaciono tijelo klizišta (10), prva faza (l), druga faza (II), magistralni put (11), nivo akumulacije (12), istražne bušotine (BKj.s) (Sarač, Simič i dr., 1985). .

U cilju provođenja asanacionih mjera provedeni su istražni radovi i laboratorijska ispitivanja, kao što su: (i ) geodetska snimanja, (U) inženjersko geološko kartiranje terena, (i i i ) bušenje pet bušotina dubine 11,0 15,0 m, odakle Temeljenje

514

Temeljenje

Temeljenje

509

XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja______________________


su uzeti uzorci za laboratorijska ispitivanja, (iv) ugrađivanje inklinometarskih cijevi u tri bušotine i piezometara u dvije bušotine, (v) opiti smicanja u velikoj razmjeri 150 х 150 х 80 cm (Sarač, Simić i dr., 1985). Asanacija je izvedena pomoću balasta materijalom iz kamenoloma u nožici kosine. Zbog većeg prisustva sitnih čestica izveden je filterski sloj na kontaktu balasta sa padinom, kao i horizontalni šljunčani tepisi, u cilju smanjenja mogućih pornih pritisaka kod naglog pražnjenja akumulacije (s!.37.18.). Pored ovoga, izvršeno je detaljno planiranje padine i asanacija oštećene dionice puta izvođenjem potpornog tijela u nožici puta i odvođenje oborinskih voda. Nakon aktiviranja klizišta javilo se više malih izvora (do 0,3 l/s) i u zoni čeonog ožiljka ispod puta. Klizište se formiralo u periodu jačih mrazeva, ali su prije toga registrovane veće padavine. Proces klizanja bio je brz, uz pojavu većih otvorenih čeonih pukotina, poslije čega je uslijedilo smirivanje, sa sekundarnom preraspodelom masa, trajalo više mjeseci.

stoje

Sl.37.18. Karakterističan podužni presjek sanirane nestabilne padine: jalovina iz kamenoloma (1), šljunkoviti filterski sloj (2), klizna ravan (3), os puta (4), riječno korito (5), sanirano tijelo puta (6), planiran teren (7), sanacija klizišta u nožici (8).

®

®

81.37.20. Primjer asanacije nestabilne kosine u laporovito — pjeskovitom fiišu: geološki presjek (a), situacija sa asanacijom (b), tipični presjek asanacije (c), (Baldovin i Fattore, 1974), gdje je: klizna ravan (1), prirodna linija terena (2), teren poslije klizanja. (3), profil poslije iskopa (4), os autoputa (5), bušotina (6), ankehsa.no područje sa razmakom ankera 3,0 m i dužine 10 - 15 m (7), berma (8), obložni zid (9), potporni zid (10), granica, klizanja (11), temeljni šipovi — bunari. (12), iskop (13), zatravljeni dio (14), bitumenizirana bankina (15), obložni zid (16), injektirana zona (17), armirano - betonska obloga (18), prskani beton -privremena obloga (19), šaht — šip (20), vertikalne drenaže (21), mršavi beton (22), drenažni filteri na odstojanju 8,0 m, veličine 50 х 80 cm (23), horizontalni filter oko cijevi (24), ankeri 45,0 - 70,0 m (25), druga faza punjenog betona (26), prva faza izvođenja armirano - betonske konstrukcije (27), izlaz drenaže (28), spoj drenažnih cijevi (29). drenažne cijevi 0 20 cm na odstojanju 6,0 m (30). 6) Kamena drenažna rebra imaju ulogu potporne konstrukcije i služe kao drenaža, kojom se drenira nestabilna kosina. Ona se postavljaju u pravcu nestabilne padine pojedinačno i paralelno (sl.37.19.), ili se međusobno povezuju u obliku slova "У". Širina rebara je obično 1,0 m, ispunjena lomljenim kamenom, oblutkom i šljunkom, sa filterom prema tlu (sl.37.19.). Gornja površina se radi od složenog kamena u cementnom malteru ili se stavi sloj gline i površina zatravi. Na rebra djeluje bočni pritisak tla u fazi mirovanja (K 0), jer nema mogućnosti da se kreće u tome pravcu. Kada se masa tla kreće u pravcu padine, nastuba trenje između raskvašenog tla i fiitera rebra koje se suprotstavlja ovome kretanju. Sila trenja iznosi: T-2f 0 P A , gdje je/ - koeficijent trenja između tla i fiitera, a usvaja mu se vrijednost između 0,2 i 0,3 (Stojadinović, 1986).

518

Temeljenje

Temeljenje

510



Sl.37.19. Kamena drenažna rebra: presjek A - A (a), tlocrt (b), gdje je: kamena kaldrma u cementnom malteru (1), fdter (2), lomljeni kamen (3), filter ili drenažna cijev (4), lomljeni kamen u suho (Sj, ispuna lomljenim kamenom (6), beton (7), obložen kanal (8). 7) Asanacija klizišta u stijenskim masivima je veoma čest slučaj u inženjerskoj praksi. Najčešća je zaštita obložnim ili potpornim zidovima i konstrukcijama sa ankerima (si.36.6.)- Na slici 37.20. prikazana je sanacija i stabilizacija kosine u krečnjačko - pješčarskom flišu sa slojevima škriljca, na autoputu u Italiji (Baldovin i Fattore, 1974). Klizanje se odigralo po slojevima škriljca, a stabilizacija je obavljena sa više tehničkih zahvata. U prvoj fazi izvedeno je devet dubokih šahtova (šipova) promjera 13,0 m, na odstojanju cea 24,0 m i u dubini između 30,0 i 35,0 m. Zaštita šahtova pri iskopu obavljena je prskanim betonom, debljine 50 - 60 cm, čiji je unutarnji dio poslije iskopa zapunjen mršavim betonom. Šahtovi su na vrhu povezani prikladnim armirano betonskim pločama debljine 3,0 m. Konstrukcija ploče nosi potporni zid, visine 19,50 m, od kote autoputa i na dužini od 230,0 m. Iznad ovoga zida na pokosu izveden je obložni armirano - betonski zid, debljine 2,0 m. Potporni i obložni zidovi su dodatno povezani sa stijenskim masivom ankerima (sl.37.20.-b i c), sa silom zatezanja od 1200 kN , različitog nagiba od 7° - 25° i sa različitom dubinom od 45,0 - 75,0 m. Proračun je proveden sa jediničnom težinom stijenskog masiva od 22 kN/ 3; uglom smicanja na kontaktu između škriljca i pješčara

38. ANKERISANJE U TLU Veliki privredni i naučnoistraživački razvoj u gotovo svim domenima i zemljama svijeta početkom ovoga vijeka uslovio je razvitak postubaka poboljšanja mehaničkih karakteristika tla u području rudarstva i građevinarstva. U takve postubke spadaju i ankerisanja raznim tipovima i kod raznih geotehničkih objekata i konstrukcija. U ovome poglavlju dat će se opće karakteristike ankerisanja, tipovi primjene i osnove proračuna ankera. U prethodnim izlaganjima opisane su ankerisane zagatne stijenke i neke vrste ankera (33.1.6.) kao i njihov položaj i Dimenzionisanje zone ankerisanja (33.2.6.6.). 38.1. UOPŠTENO O ANKERISANJU U cilju primjene ankerisanja kao: (i) unaprijed projektovano rješenje, ili kao (ii) nepredviđena mjera sanacije oštećenja ili urušenja objekta u toku ili poslije građenja, potrebno je upoznati tipove, klasifikacije, definicije ankera i dostignuti stepen razvoja ove već sada posebne discipline. Razvoj posebno inženjerske geologije, mehanike tla i mehanike stijena stvorio je preduslove za sve ozbiljniji napredak ankerisanja i tehnoloških postubaka poboljšanja tla. Ankerisanje se primjenjuje kod geotehničkih konstrukcija u tlu i stenskom masivu te se zbog toga često nazivaju geotehnički 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 konstrukcijama. Iako ankerisanje ima već dugu tradiciju, ipak nisu razriješeni mnogi međusobni uticaj i ankera - objektakonstrukcije - tla, zbog čega ima raznih metoda i više pretpostavki koji se uzimaju pri proračunu. Osim ovoga nije do sada kod nas usaglašena terminologija, niti postoje standardi, zbog čega predstoji njihovo usaglašavanje. Za sada se primjenjuju inostrani standardi koji su isto tako neusaglašeni. 38.1.1. HISTORIJSKI RAZVOJ I DEFINICIJE Princip ankerisanja (sidrenja) u stenskom masivu je prilično star postubak (Coyne,1938), ali je njegova industrijska Primena novijeg datuma, posebno u građevinarstvu.

518

Temeljenje

Temeljenje

511



Postoje podaci da je još u prošlom vijeku korišten princip ankerisanja u rudnicima. Tako su u pravcu slojeva škriljaca zabijani duži klinovi od suhe kestenovine, koji su kasnije pod uticajem vlage bubrili i time kompaktizirali uslojeni škriljac u pravcu upravno na škriljavost (Marković,1977). U evropskim zemljama početkom ovoga vijeka ankerisana je krovina u rudnicima, ali u ograničenoj primjeni. U SAD Primena ovoga postubka počela je 1930. godine, također u rudnicima, ali je masovnija Primena uslijedila tek poslije Drugog svjetskog rata, a kasnije i u evropskim zemljama. Prilikom probijanja tunela ispod Mont Blanca ugrađeno je više stotina hiljada ankera ukupne dužine oko 1000 km (Marković,1977). Masovnija i sistematska Primena u građevinarstvu uslijedila je kasnije. Kod nas je prva Primena ankerisanja u građevinarstvu izvršena za sanaciju desnog nizvodnog boka brane Hidroelektrane Jablanica, između 1960. i 1970. godine. Značajan obim ovih radova izveden je na asanaciji lijeve obale nizvodno od brane Grančarevo, prednapregnutim dubokim ankerima (Stojić, 1965). Posljednjih decenija ankerisanje se masovno izvodi kod podzemnih i površinskih radova u tlu u fazi izgradnje ili u fazi izvođenja raznih asanacionih radova. Posebno je značajna faza ankerisanja kod izvođenja tunela, prema Novoj austrijskoj metodi. Sve je više u upotrebi ankerisanje konstrukcija prednapregnutim ankerima u nevezanom tlu. Inače, upotreba prednapregnutih geotehničkih ankera datira od prije 25-30 godina. Već duže vrijeme se, zbog nerazjašnjenih teoretskih postubaka, analizira raspodjela napona duž ankera, posebno sidrišnog, odnosno kotvenog dijela. Primena linearno-elastičnog modela za stijenski masiv, injekcionu smjesu, te čelik ankera ne objašnjava stvarnu raspodjelu duž ankerne dionice, već rješenje treba tražiti u primjeni elastoplastičnih, odnosno viskozno-elastoplastičnih modela. Primena računara vjerovatno će dovesti do stvarne raspodjele uzduž ankerne dionice, zato su potrebna dugotrajna ispitivanja "in situ"(Jašarević,1987). Geotehnički ankcri. koji su se nekad koristili kao pomoćna tehnička sredstva, u posljednje vrijeme ulaze kao sastavni dio veoma složenih geotehničkih konstrukcija. Danas se ipak kao najznačajniji ankeri podrazumijevaju prednapregnuti ankeri sa linijskim ukotvljenjem. Ankerisanje se danas primjenjuje na više načina i kod raznovrsnih konstrukcija sa upotrebom različitih termina. U ovoj knjizi koristi se termin ankerisanje, iako je u upotrebi i pojam sidrenje. Za mjesto gdje se anker vezuje sa medijumom koristi se termin kotvljenje, a u literaturi se nalazi i termin sidrenje. Potrebno je voditi računa o suštinskoj razlici između ova dva pojma. Umjesto ankera, odnosno sidra, u upotrebi je i termin zatega. Ankerovati (sidriti) tlo, stijenski masiv ili konstrukciju znači ugraditi metalne šipke ili snop visokovrijednih žica u bušotine, kojima se prenosi opterećenje sa vanjske konstrukcije u dublje nosive zone. Poboljšanje osobina tla ankerisanjem primjenjuje se za radove na površini terena, kao što su: (i) osiguranja prirodnih i vještačkih kosina; (ii) zaštita građevinskih jama pomoću ankerisanih dijafragmi priboja, zagata i drugih zaštitnih konstrukcija, (iii) ankerisani potporni i zaštitni zidovi; (iv) ankerisanja kod temeljenja objekata i konstrukcija; (v) asanacije objekta, nadogradnje betonskih i drugih tipova brana i dr. Kod podzemnih objekata Primena je svestrana kod izrade tunela, skladišta, hangara, strojarnica, metroa, skloništa, tvornica i dr. Kao i terminologija, i definicija ankerisanja je različita, ovisno o kojem se sklopu ankerisanja radi i suštini prenošenja opterećenja. Za poboljšanje osobina stijenskog masiva ankerisanjem moguća je slijedeća definicija: Ankerisanje (sidrenje) je postubak kojim se poboljšavaju mehaničke karakteristike stijenskog masiva na taj način što se u ležanjem stijenskog masiva vještački unose unutarnje sile, čiji se pravac i intenzitet bira tako da mijenjamo po želji naponsku sliku u jednom dijelu masiva (Marković 1977). Opštiji oblik definicije ankera i zatege: Anker (zatega) u sastavu geotehničkih konstrukcija predstavlja statički element preko kojeg se unosi vlačna sila u tlo. Kada se vlačna sila prenosi sa vanjske površine ili konstrukcije, na mjesto ukotvljenja na kraju bušotine, tada statički elemenat ima ulogu zatege. U slučaju kad se statičkim elementom poboljšavaju mehaničke osobine stijenskog masiva, tada ima ulogu ankera i djeluje slično kao armatura u betonu (Jašarević,1987). Slično kao u armiranom betonu, naponi zatezanja od objekta ili konstrukcije prihvataju se čeličnim šipkama ili snopom visokovrijednih žica (kablova), te se na taj način niske vrijednosti zatezanja tla ili ispucalog stijenskog masiva zamjenjuju visokim vrijednostima čelika na zatezanje. 38.1.2. OSNOVNI ELEMENTI ANKERISANJA I VRSTE ANKERA

(a) (b)

518

Da bi se ostvarilo ankerisanje, potrebno je izvesti više operacija na terenu, kao što su npr: izbušiti bušotinu potrebnog promjera i dubine i uložiti anker; formirati glavu ankera; (c) formirati kotvu (sidro) kojim se prenosi dodatno opterećenje na okolno tlo, odnosno stijenski masiv;

Temeljenje

Temeljenje

512


(d) (e)


injektirati kotveni dio bušotine ili cijele bušotine kod adhezionih ankera; postaviti ankernu ploču i formirati glavu prednapregnutog ankera; (f) vrsti ankera na: > BBR, Dywidag, Aliva, Losinger, Daltin i drugi razni tipovi ankera.

(f)

prednapregnuti anker presom i fiksirati žice ankera i izvršiti zaštitu od korozije injektiranjem. Kod prenapregnutih geotehničkih ankera postoje i među operacije, koje je potrebno izvesti na bušotini (ispitivanje vodopropusnosti, betoniranje glave ankera, i dr.). Anker se u osnovi sastoji iz tri glavna dijela (sl.38.1.) i to: kotve (sidrišta), slobodne dužine ankera i glave ankera. Dio ankera na dnu bušotine, preko kojeg se ostvaruje intimna veza sa okolinom i prenosi sila sa ankera na tlo, naziva se kotva ili sidro, a dužina na kojoj se ostvaruje ova veza naziva se dužina kotvljenja ili sidrišna dužina(Lk). Dio ankera koji se ne vezuje za zidove bušotine naziva se slobodna dužina ankera (Ls). Uloga slobodne dužine, posebno kod prednapregnutih ankera, veoma je značajna, radi ulaska u stabilne formacije stijenskog masiva, odnosno tla i umanjivanja povratnog refleksa opterećenja iz sidrišne zone na ankerisani objekat, odnosno konstrukciju. Dio aknera kojim se ostvaruje učvršćenje ankera na mjestu početka bušotine, odnosno na mjestu veze sa konstrukcijom, naziva se glava ankera sa oslonačkom pločom ili gredom. Klasifikacija geotehničkih ankera može se izvršiti prema više različitih elemenata kao npr. prema: (a) vrsti sredine na : > ankere u tlu i > ankere u stenskom masivu; (b) tipu ankernog dijela na: > štapna - mehanička (sl.38.1.-b,38.2. i 38.3.-a) i adheziona sl.38.3-b,c i 38.4), > kablovska ili ankeri od visokovrijednih žica; (c) karakteru sidrišta (ukotvljenja) na: > tačkasti (najednom mjestu), > linijski, > površinski i > zapreminski ankeri; (d) karakteru delovanja na: > pasivni (sl.38.3-b,c); > aktivni (prednapregnuti) anker (sl.33.19.); (e) trajnosti i način upotrebe: > privremene, > trajne ankere, > ispitne i > konstrukcijske;

Sl.38.1. Geotehnički ankeri sa tipičnim 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 podložnom pločicom (l), oslonac (2), ankerisana konstrukcija (3), bušotina (4 ), zaštitna cijev (5), čelična (ili kabal od visokovrijednih žica) natezna dionica (6), sidrišni -ukotvljeni dio injekciono tijelo (7), kotveni dio (8), dužina kotvene dionice (Li), dužina slobodne dionice (L s), rezervni dio bušotine (__j, opterećenje (N), pomak glave ankera u smjeru osi ankera (s ), navojnica (9 ), tijelo ankera (10), klin (11), rascjep (12), glava (13), ploča (14).

518

Temeljenje

Temeljenje

513



Koja će se vrsta ukotvljenja upotrijebiti ovisi o vrsti sredine, veličine sile koja se kotvljenjem prenosi, specifičnih potreba pri formiranju zone s dopunskim naponskim stanjem, cijeni ukotvljenja, mogućnostima njenog formiranja itd. Slobodna dužina ankera nalazi se između kotve i glave, a dužina kotve i slobodne dužine naziva se ukupna dužina ankera (L). Glava ankera i oslonački dio određuje se prema sili koju prenosi anker ili koja se prednaprezanjem unosi u anker, te kvaliteta oslonačke konstrukcije, na koju se preko podložne ploče ili betonske glave prenosi sila iz ankera. Ankera sa kotvom na jednom mjestu ("u jednoj tački") ima dva osnovna

tipa: > s klinom i rascjepom (sl.38.2.-a,38.3.-a); > s ekspanzionom čahurom (sl.38.2.-b). Ovi se ankeri koriste u podzemnim objektima, male su dužine (do 5,0 m) i sa malom silom ukotvljenja.

518

Temeljenje

Temeljenje

514

38. Ankerisanje u tlu

Sl.38.3. Konstruktivna šema ankera: ukotvljen najednom mjestu sa klinom i rascjepom (a). ukotvljen na cijeloj dužini - adhezioni anker (bj, ukotvljen na cijeloj dužim -perfoanker (c), gdje je; šipka sa razrezom ( I ) , klin (2), krakovi (3), procjep (4), noseća ploča (5), matica (6), rasklopna glava (7).

Sl.38.4. Tipični Dmidag sistem ankera od rebrastog čelika, zainjektiran na kotvenom dijelu, a zaštićen plastičnim omotačem i zapunjen injekcionom smjesom na slobodnom dijelu ankera, gdje je: rebrasti čelik (I), injekciona smjesa (2), plastična zaštita (3), ankerna ploča (4), plastična kapa (5), ankerni nut (6), matica (7), centrirajuća manžetna (8), (Duncan, 1992). Sl.38.2. Razne vrste mehaničkih ankera: varijante sa klinom i razrezom (a) i to sistem Missouri (aj), pojačan na cijeloj dužini proreza (a2), pojačan na dijelu proreza (a3), prosječena cijev (a4), te ankerisanje sa čahurom (b), gdje je: čahura (I), jezgro sa navojem (2), fiksno jezgro (3), tijelo (4), podmetač (5), ploča (6), glava za navijanje, vezana za tijelo (7), matica zapritezanje (8), (Marković,1977).

Ankere koji se ukotvljuju na nekoj većoj dužini pomoću maltera, ili injekcione smjese, nazivamo adhezioni anker i, a mogu biti: 1) ukotvljeni samo najednom dijelu bušotine i 2) ukotvljeni po cijeloj dužini ankera, pri čemu mogu biti: > bez prednaprezanja (sl.38.3.-b,c); > sa prednaprezanjem ankera (sl.33.19.). Ovi tzv. geotehnički, prednapregnuti ankeri sa kablovskim visokovrijednim žicama imaju široku primjenu i koriste se na dužinama 5,0-100,0 m i u svim sredinama, gdje je moguće primijeniti ankerisanje. Danas se ipak kao najznačajniji geotehnički ankeri podrazumijevaju prednapregnuti ankeri sa linijskim prenosom sila u kotvenom dijelu u tlu, a uz to imaju i jasno izraženu slobodnu dionicu.

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Prema navedenom, ankeri u sklopu geotehničkih konstrukcija u suštini predstavljaju nosive elemente, preko kojih se vlačne sile, sa ankerne konstrukcije, prenose na tlo, odnosno stijenski masiv u većim dubinama.

Sl.38.5. Šematski prikaz djelovanja prednapregnutog geotehničkog ankera: anker pred prednaprezanjem (a), prednaprezanje ankera aktivira normalna kontaktna naprezanja ispod betonskog bloka, sa N =Np (b), na blok djeluje vanjska podizna sila PNp (e), gdje je: betonski blok, čija težina nije uzeta u obzir (1), kuke za prihvatanje (2), čelično uže za potezanje (3). Na slici 38.4. prikazan je adhezioni štapni anker od rebrastog čelika zainjektiran i prednapregnut preko ankernog nuta i matice. 38.2. NAČIN DELOVANJA I PRENOS SDLE PREDNAPREGNUTOG GEOTEHNIČKOG ANKERA

38.2.1. NAČIN DELOVANJA PREDNAPREGNUTOG GEOTEHNIČKOG ANKERA Razlozi prednaprezanja geotehničkog ankera se u osnovi razlikuju od razloga zbog kojih se vrši prednaprezanje betona. Prednaprezanjem betonskih elemenata visokovrijednim žicama unosi se tlačna čvrstoća koja se u fazi eksploatacije konstrukcije koristi pojavom sila zatezanja, čime se sprečava pojava vlačnih pukotina. Kod geotehničkih ankera prednaprezanje se obavlja sa namjenom da se: > anker po potrebi trenutno aktivira u procesu samonapinjanja zbog stanja deformacija u sistemu objekt - anker - tlo; У spriječe eventualni neželjeni pomaci ankerisanog objekta; > izvede kontrola uspješnosti izvođenja ankera; > poveća integritet ispucalih stijenskih masiva itd. Način delovanja prednapregnutih geotehničkih ankera najjednostavnije se može objasniti na primjeru ankerisanog bloka, na koji djeluje neka vertikalna potezna sila (P) promjenjivog intenziteta (sl.38.5.). Sa prednaprezanjem se ostvaruje elastično produženje ankera (s e), koje je redovito znatno veće od slijeganja tla ispod betonskog bloka (s b). Ako bi iz nekih reoloških osobina tla ove dvije vrijednosti bile iste, onda bi sila prednaprezanja bila jednaka nuli. Iz ovoga slijedi da odnos produženja ankera i Sleganje tla (s e/sb) treba biti što veći. S obzirom na to daje kod sile prednaprezanja (N p) Sleganje tla ispod betonskog bloka ovisno o vrsti tla, na veličinu sb teško se može utjecati, već se samo može utjecati na vrijednost s c (Muhovec, 1987;

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Ministarstvo Republike Slovenije, 1996). Prema Hookeovu (Hukovu) zakonu dobije se izduženje ankera iz poznatog izraza: s t =- j—T

(38-1.) E F Ovo znači da vrijednost se pri određenoj sili prednaprezanja će biti veća što je veća slobodna dužina (L s), manja površina presjeka (F) i manji modul elastičnosti (E). Budući da je za sve vrste čelika uglavnom modul E konstantan, ostaje da se povećanje može ostvariti samo povećanjem dužine (L s) i smanjenjem presjeka (F). Radi ovoga je dobro birati visokovrijedne čelike sa vlačnom čvrstoćom i do 2,0 kN/mm 2, pa se poprečni presjek može smanjiti 3-5 puta u odnosu na standardni čelik. Iz ovoga proizlazi i to da je potrebno birati što veću dužinu slobodne dionice (L s), pogotovo u stijenskim masivima. U praksi treba birati veću slobodnu dionicu od ukotvljenog dijela ankera. Na slici 38.5.-b prikazano je aktiviranje kontaktnih normalnih napona (p p) ispod betonskog bloka zbog delovanja sile Np, koja je proizvedena prednaprezanjem u ankeru (pp=Np/Fb), na površini kontakta sa tlom (F b). Pri delovanju vanjske sile (P) intenziteta P
Međutim, ako se sila (P) i dalje povećava do vrijednosti P=N P (si. 38.5.-d), minimalni pomaci sistema uspostavljaju ponovno ravnotežu, pri čemu su kontaktni naponi svedeni na nulu (p=0), tj. oni su "potrošeni" i sila u ankeru praktički ostaje nepromijenjena. S povećanjem sile na vrijednost P>N P (sl.38.5.-e) ravnoteža sistema uspostavlja se jedino povećanjem sile u ankeru, ali to je praćeno povećanjem pomaka (As e), tako da se između betonskog bloka i tla stvara zijev, veličine a. Na slici 38.6. prikazana je ovisnost sile i pomaka za prednapregnuti i nenapregnuti anker, iz čega se može uočiti slijedeće: (a) u trenutku P=Np u prednapregnutom ankeru nema pomaka, a u nenapregnutom ankeru je znatan, (b) kada je p>l,5Np, pomaci jedne i druge vrste ankera se skoro izjednačavaju. Budući da je anker element u cjelokupnoj geotehničkoj konstrukciji, trebalo bi silu u ankeru odrediti iz cjelovite statičke analize cijelog sistema, u koji bi se uključili: ankerisana konstrukcija, glava ankera, anker i stijenski masiv, odnosno tlo. Zbog složenosti ovakvog modela koriste se razna pojednostavljenja, što dovodi do velike disperzije rezultata.

38.2.2. PRENOS ANKERNE SILE U TEMELJNO TLO Nosivost ankera u najvećoj mjeri ovisi o kvalitetu prenosa sile prednaprezanja na tlo, odnosno stijenski masiv. Ovo je jedan od najvećih problema (pored zaštite ankera), koji se pojavljuje u ovoj vrsti konstruktivnih Sl.38.6. Ovisnost sile o pomacima i trenju: ovisnost sile i pomjeranja za slučaj prednapregnutog ( I ) i nenapregnutog (2) štapnog ankera (a), utjecaj

elemenata. Nosivost temeljnog tla, gdje vezujemo - ukotvljujemo geotehnički anker, može biti koherentno ili nekoherentno tlo ili stijenski masiv različite oštećenosti. Ankerisanje u tlu prvenstveno ovisi o osobinama tla u području kotvljenja (vezivanja), kao i tehnologije izvođenja kotvenog (veznog) dijela ankera. Povećanjem pomaka kotvenog dijela ankera opada trenje po plastu.

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Na nosivost ankera utječe i promjer bušotine i to tako da povećanjem promjera bušotine povećavamo i trenje. Pored ovoga, na nosivost ankera utječe također i pravilnost izvedene bušotine po cijeloj njenoj dužini. Jedan od najboljih pokazatelja dobre nosivosti ankera dobije se mjerenjem povišenog pritiska pri injektiranju, posebno u kohezionom tlu, gdje je injektiranje obično jednostavnije nego u nekohezionom tlu. U tlu sa slabim fizičko-mehaničkim osobinama dobro je koristiti doinjektiranje kotvene dionice. Pri prvom injektiranju obično se zapune šupljine i manje kaverne, što omogućuje prenos srazmjerno niskih sila. Naknadnim injektiranjem pod visokim pritiscima povećava se radijalni napon na kontaktu injekciona masa - tlo, kao i trenje po omotaču ankera (sl.38.6,-b). Ovim postubkom ostvaruje se bolji spoj ankera sa okolinom. Višekratnim doinjektiranjem ovaj se efekat još više poboljšava. Ankerisanje u stenskom masivu daje bolje rezultate nego u tlu zbog povoljnijih geotehničkih osobina vezivne sredine. Velike sile ankerisanog sistema konstrukcije prenose se preko cementom irtjektiranog veznog dijela stijenskog masiva. Ispitivanje ovakvih ankera ukazuje da se u veznom dijelu ankera može ostvariti adhezija veličine i do 5000 kN/m 2. Spoj sa stijenskim masivom je praktički nepomičan, što omogućava prenos velikih ankernih sila. 38.2.3. ZAŠTITA GEOTEHNIČKIH ANKERA Trajni ankeri moraju biti dugovječni, koliko i sam građevinski elemenat. Pod tim podrazumijevamo: > životni dob ankera; XII Osiguranje iskopa, asanacija kliziSta i Primena ankerisanja__________________________________________________________________________________

stanje ankera mora biti u svakom trenutku lahko provjerljivo; za svaki defekt ankera mora se pravovremeno saznati. Visokovrijedne žice koje se koriste za ankerisanje konstrukcija ugrožene su od elektrolitskog procesa, što se pojavi na površini, a anker igra ulogu anode ili katode. Kod ankera se ova pojava može spriječiti zaštitom, kako bi se izbjegao dodir ankera sa vodom. Još uvijek ovo je u praksi teško izvodljivo iako je u svijetu učinjen veliki napredak. Armatura koja se koristi za ankere podvrgnuta je različitim vrstama korozije, kao npr: (i) površinska korozija, koja se razvija na nezaštićenim kablovima pri dostubnosti vlažnog zraka; (ii) tačkasta korozija, kao rezultat potencijala na površini kablova; (iii) naponska korozija je fenomen visokovrijednih napetih žica (kablova), (iv) vodikova krhkost je predmet anodne korozije. Ova posljednja se do sada zanemarivala, ali je značajna kako lokalno, tako i gledajući cijeli sistem objekta i ankera. Armatura u objektu se nalazi u pasivnom, a anker u aktivnom stanju. Potencijalna razlika između aktivnog i pasivnog dijela dovodi u sistemu do električnog toka koji izaziva otapanje i koroziju. Danas se za ankere obično koristi dvojna antikorozna zaštita i to: ulaganje prednapregnutih ankera u cementni malter, odnosno injekcionu cementnu smjesu, bez dodataka, > koji bi mogli pospješiti koroziju i > >

Temeljenje 526

SI.38.7. Šematski prikaz raznih načina ankerisanja malih podzemnih otvora: pravokutni presjek na nosačima i ankerima izvan zone rastresanja (a), zasvedeni oblik otvora sa zonom rastresanja i ankerima (b), ankerisani otvor u uslojenom stenskom masivu (c), zaštita ankerima, mrežom i prskanim betonom u kaloti 527 (dj,Temeljenje gdje je:


zaštita pomoću polietilenske zaštitne cijevi. Antikoroziona katodna zaštita se obično ne koristi kod ankera. Njena Primena poznata je kod ukopanih vodovodnih cijevi i rezervoara. Najvažnija cementna zaštita mora biti dovoljno debela i vodonepro-pustljiva, Ne treba koristiti visokovrijedne čvrstoće betona zbog nedovoljne elastičnosti. Iz ovoga slijede osnovna načela antikorozione zaštite kablova i to: spriječiti pristub agresivnog medija kao stoje voda; > spriječiti električni kontakt sa objektom; > obezbijediti mogućnost kontrole ankera, što uvijek nije lahko izvodljivo. > >

38.3. KARAKTERISTIČNE PRIMJENE GEOTEHNIČKIH ANKERA Iako je ankerisanje relativno mlada tehnička disciplina, ono je našlo široku primjenu kod ankerisanja u podzemnim i površinskim radovima. Raširenost ankerisanja zahtijeva posebno, ili u sklopu pojedinih disciplina, izučavanje, kao što su tuneli i drugi veći podzemni objekti, saobraćajnice, osiguranje iskopa i kosina itd., u stijenskim masivima ili tlu. Ovdje će biti prezentirane samo karakteristične primjene geotehničkih ankera na zaštiti, podgrađivanju i osiguranju dijelom podzemnih i površinskih radova. U dosadašnjim izlaganjima izneseno je više primjera ankerisanja zagatnih i potpornih zidova (sl.33.1.-b; 33.2.-a,d; 33.16; 36.6; 36.30,) a u tačkama 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) izvršenja zaštite neobložene podzemne prostorije i zbog ispadanja komada stijenskog masiva, ili Uopšteno zbog sprečavanja urušenja delova nestabilnog tla pri iskopu, (ii) podgrađivanja iskopa umjesto klasične podgrade, čime se obezbjeđuje izvođenje podzemnih radova do stavljanja definitivne obloge i (iii) stalne zaštite unutrašnjih podzemnih radova. zona rastresanja (1 ), zona delovanja ankera (2), armirani špricani (mlazni) beton (3).

1) U cilju zaštite iskopa od ispadanja najčešće se za ankerisanje primjenjuju kratki kruti (štapni) ankeri sa klinom ili ekspanzionom čahurom, perfoankeri, kao i drugi adhezioni ankeri sa kotvljenjem na cijeloj dužini. Ovi ankeri za ovu namjenu obično se ne prednaprežu, već samo pritežu radi stvaranja što intimnije veze sa stijenskim masivom, odnosno tlom. Sila pritezanja treba da je veća od težine delova tla ili blokova, koja se osiguravaju od ispadanja, odnosno urušenja. Glavni parametri ankerisane podgrade su: gustoća - raspored ankera, njihova dužina i sila pritezanja. Ovi elementi usklađuju se sa stvarnim terenskim i inženjersko-geološkim uslovima. Po pravilu, dužina se određuje tako da se kotveni dio ankera nalazi dovoljno izvan rastresite zone, odnosno kod adhezionih ankera do dubine na kojoj se sila može preuzeti adhezijom. Prvobitno i često primjenjivano osiguranje od ispadanja ili urušenja bilo je ankerima sa kotvljenjem izvan rastresite zone (sl.38.7.-a,b). Kod uslojenog stijenskog masiva slom obično nastuba stepenasto i u obliku trougla ili trapeza. Kotveni dio ankera mora da se postavi u stabilnoj zoni iznad otvora, pri čemu jedan dio slojeva je samonosiv (sl.38.7,-c). Pored ankera, danas se koristi i čelična mreža, preko koje se obično nanese jedan ili više slojeva prskanog (mlaznog) betona na dijelu kalote ili po cijelom obimu otvora. Na ovaj način se sprečava ispadanje sitnijih komada, te je ovaj vid zaštite i privremena podgrada ili stalna zaštita (sl.38.-d). 2) Ankerisanje u cilju podgrađivanja vrši se kao privremena mjera u toku iskopa, ili kao stalna konstrukcija u eksploataciji, ako se ne zahtijeva posebna tehnička završna 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 klasičnim sistemom podgrađivanja ima veliku prednost, kao npr. u: (i) povećanju slobodnog prostora i korištenju visokomehanizovane opreme za izradu podzemnog objekta, (ii) smanjenju radne snage i materijala, te manjih troškova i vremena za dopremu i ugradnju, (iii) bržem i sigurnijem napredovanju radova i smanjenju poprečnog presjeka do 25% u usporedbi sa klasičnim podgrađivanjem i (v) smanjenju troškova građenja i većoj otpornosti na minerske radove.

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Primena ankera kao privremene podgrade obično počinje njihovim zabijanjem odmah poslije izbijanja punog ili djelimičnog profila tunela, ili podzemnog objekta po fazama razrade. Poslije se preko glava ankera fiksira metalna mreža, preko koje se nanosi prskani beton u jednom ili više slojeva, debljine 8-15 cm. Kod teških terenskih uslova koriste se još i metalni prstenovi, koji poslije ostanu u betonu stalne obloge. Prskani beton se razvio usavršavanjem postubka torkret, tako da se danas za prskani beton koristi agregat sa krupnoćom zrna do 30 mm, što nije bio slučaj kod torkreta. Ovakva kombinacija se danas najčešće primjenjuje kod savremenog građenja tunela i drugih podzemnih objekata, jer najbolje zadovoljavaju uslove privremene podgrade da: > zatvori svježe izloženo tlo i spriječi povećanje deformacija; > obezbijedi veliku nosivost i zaštitu, kao i siguran podzemni rad; > bude dovoljno elastična, kako bi se prilagodila stanju okruženja podzemne građevine.

®

®

Sl.38.8. Plan ankerisanja: podzemnog hangara u kaloti (a) i strojarnice (b), gdje je: štapni anker L=3,0 m (1), prednapregnuti ankeri: L-11,0 m (2), L=22,0 m (3), L=20,0 m (4), 1=14,0 m (5), L=16,0 m (6), L=15,0 m (7), L=13,0 т (8), perfoankeri L=4,0 m (9), (Marković,1977.).

Kod izvođenja velikih podzemnih prostorija savremenom mehanizacijom ankerisanje je danas jedini tehnički ispravan postubak podgrađivanja. Zbog preuzimanja velikih sila u kaloti i bokovima koriste se dugi i kratki prednapregnuti ankeri različitih dužina (sl.38.8.). Vješanje ankera u neposrednoj krovini vrši se izvan granice rastresanja (si.38.8.-a). Pri ovome ankeri moraju da preuzmu težinu rastresene zone ili sistem stijenskih blokova u krovini. Kod savremene izgradnje podzemnih objekata, kao što su: saobraćajni i hidrotehnički tuneli, šahtovi, podzemne strojarnice, trafopostrojenja, skladišta, garaže, vojni objekti itd., kada fizičko - mehaničke osobine tla nisu dovoljne da se održe u ravnoteži nakon iskopa, vrlo često se koriste navedeni postubci za poboljšanje njihovih osobina i podgrađivanje iskopnog profila. 38.3.2. ANKERISANJE NA POVRŠINI TERENA Ankerisanje, kao tehnički postubak kojim se svrsishodno utječe na postojeće stanje napona i deformacija u jednoj ograničenoj zoni, koja je u interakciji sa objektom, ima danas široku primjenu i na površinskim radovima u građevinarstvu i rudarstvu. Čeličnim šipkama (štapovima) ili sklopom visokovrijednih žica (kablova) preuzimaju se naponi zatezanja, koje ne može da preuzme tlo. Kod prednapregnutih ankera u zoni kontakta sa objektom stvaraju se dopunski naponsko - deformacioni uticaji, kojima se povećavaju glavni naponi pritiska. Ovim se postiže bolje iskorištenje čvrstoće na pritisak tla ili stijenskog masiva. Iz ovoga proizlazi već navedena podjela na: (i) ankere za povezivanje konstrukcije sa sredinom, koji se nekada nazivaju "pasivni ankeri", jer primaju opterećenje tek nakon nastajanja dodatnih napora i deformacija i (ii) ankeri za prednaprezanje, koji u interakciji sa objektom već pri ugradnji izazivaju nova naponsko - deformaciona stanja. U osnovi se ankerisanje na površini može podijeliti na: direktno ankerisanje u tlu (ili raspucalom stenskom masivu), čime se poboljšavaju njihove osobine i vrši > ojačanje, bez posebne konstrukcije i ankerisanje u tlu (ili raspucalom stenskom masivu) putem intimnog povezivanja konstrukcije sa podlogom i > okolnom sredinom.

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Na slikama od 38.9. do 38.16. prikazano je nekoliko primjera direktnog i indirektnog, preko posebnih konstrukcija, ankerisanja u tlu i ispucalom stenskom masivu na površini terena, sa horizontalnim, kosim ili

SI. 38.9. Direktno ankerisanje prirodne (a) i vješlačke stjenovite (b) kosine sa dijagramom sila sa ankerom ili bez njega (c), gdje je: potencijalna klizna ravan (B-D), sila u ankeru (Pa), anker (A). vertikalnim ankerima. kombinaciji kraćim ankerima i zaštitnim žicanim mrežama. Ovaj posljednji vid zaštite primjenjuje se kod izvođenja saobraćajnica ili površinskih kopova u cilju površinske zaštite od odrona kamena. Ankeri su najčešće obične čelične šipke od betonskog čelika ф16 do ф24 mm, koji se ugrađuju u bušotine, do dubine izvan raspadnute zone i zalijevaju cementnim malterom. Na vrhu ankera izvedene su kuke, na koje se ovjese žičane mreže. Najčešće se danas na ankerisanu površinu nanese jedan ili više slojeva prskanog betona preko čelične mreže, ili bez nje, radi sprečavanja uticaja atmosferilija na raspadanje površine stijenskog masiva. Ako postoji uticaj i vode, ostavljaju se prorezi za dreniranje iz oklnog tla. Indirektno ankerisnje kosina obavlja se preko armirano-betonskih blokova, obložnog zida (sl.38.10.b,d) ili potpornog zida (sl.38.10.-c), annirano-betonskih stubova po kosini ili cijelog armirano-betonskog roštilja (sl.38.11.). Stabilnost kosina obezbjeđuje se, također, sistemom prednapregnutih ankera velike nosivosti preko potporne konstrukcije (si.38.10.-d). Na Brani Grančarevo na rijeci Trebišnjici osigurana je lijeva padina brane od razlomljenog jurskog krečnjaka, sa 90 prednapregnutih čeličnih zatega nosivosti po 2000 kN, dubine do 50,0 m (Stojić,1965). Zašti ta od

SI. 38.10. Ankerisanje nestabilnih prirodnih i vještačkih kosina prednapregnutim ankerima: stijenski pokos iznad ulazne građevine sa površinskom zaštitom prskanim betonom (a), (Tucović,I987); indirektno ankerisanje vještačke kosine preko obložnog zida (b), potporni zid ankerisan u masiv (c), ankerisanje nestabilne kosine preko obložne konstrukcije (dj, gdje je: grupa prednapregnutih ankera ( I ) , kontinualne pukotine u stenskom masivu ( 2 ) prirodna kosina. (3), špricani beton (4), ulazna građevina (5). odro njav

Temeljenje 526

Temeljenje

527


anja delov a priro dnih ili vješta čkih kosin a, ili većih bloko va stijen skog masi va od ispad anja, provo di se sami m anker ima (sl.38 .9.), ili u prskani beton sa kraćim običnim ankerima. U ovu grupu primjene ankera spada i obezbjeđenje otvorenih građevinskih jama bez razupiranja, pomoću tzv. aluvijalnih ankera. Ovaj način posebno je pogodan u gusto

Sl.38.11. Osiguranje pokosa usjeka u razlomljenom stenskom masivu pomoću armirano-betonskih greda, prskanog armiranog betona i montažnih armirano-betonskih elemenata između nosača (roštiljska konstrukcija), gdje detalj (!) sadrži: armirano-betonsku gredu 30/37 cm, armirani prskani beton debljine 18 cm i šljunčani zasip u drenažnim plastičnim polucijevima 020 cm, a detalj ( 2 ) predstavlja montažni armirano-betonski element (korito) (Jašarević, 1987.). naseljenim gradovima, gdje se iskop vrši vertikalno, čak i do velikih dubina. U ovome slučaju ankerisanje se vrši preko armirano-betonskih dijafragmi, kako je to već objašnjeno kod ankerisanih zagatnih zidova (si.38.12.).

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Sl.38.12. Osiguranje građevinske jame kosim (a) i horizontalnmi (b) ankerima, preko armirano-betonske dijafragme: kod izgradnje gradske saobraćajnice (a), kod iskopa za građevinsku jamu (b), gdje je: zona pod djelovanjem ankera (1), kritična klizna ravan, prije primjene ankera (2).

Sl.38.13. Ankerisanje stupova dalekovoda vertikalnim ankerima (a) i vertikalne krivine cjevovoda kosim ankerima (b), gdje je: zona ankerisanja (1), sila čupanja (2). Primena injekcionih ankera od rebrastog čelika je veoma česta kod ankerisanja raspucalih Stijenskih masiva. Na slici 38.11. prikazano je osiguranje kosine dubokog usjeka u vrlo razlomljenoj dolomitno krečnjačkoj sredini, pomoću roštiljne armirano - betonske konstrukcije. Ankeri ф32 mm, kotvene dužine 3,0 m i ukupne dužine 4,0-10,0 m računati su sa prosječnim opterećenjem od 152 kN. Smičući napon na kotvenoj dionici između injekcione smjese i stijenskog masiva iznosio je 663 kN/m 2 (Jašarević, 1987). Između armirnobetonskih greda (dim. 30 / 37 cm) izveden je armirani prskani beton (deb.18 cm), ispod kojeg je ugrađen filterski sloj debljine 10 cm. Umjesto armiranog prskanog betona izvedenog na licu mjesta koriste se montažne armirano-betonske talpe, između armirano-betonskih nosača izvedenih na licu mjesta. U ovome slučaju nosači posjeduju utore, u koje se uvlače montažne talpe. Konstrukcije preko kojih se indirektno prenose sile sa ankera na tlo mogu, prema već navedenom, biti od armiranog betona u obliku: pojedinačnog oslonca, kontinualne ploče, linijskih nosača, kao i armiranobetonskog roštilja, u čijim čvorovima se postavljaju prednapregnuti ankeri. Unutar roštilja izvodi se armirani

Temeljenje 526

Temeljenje

527


Sl.3815. Obezbjeđenje na isplivavanje (uzgon) ankerima: brodska prevodnica (a) (Tucovič, 1987), slapište hidroelektrane (b), (Laželič i dr.,1986), gdje je: ankerne šipke 2фЗб mm (1), cijev ф'/г" (2), injekciona smjesa (3), završni iskop (4), faze betoniranja i i ii. 199 .25

Sl.38.16. Nadogradnja gravitacione Brane Zardezas (Alžir), gdje je: ankeri (1), drenaže (2), krečnjak (3), konglomerat (4), oligocenski fliš (5), pješčar i glinac (6),jurski krečnjak (7), (Benseghir, Jašarević 1987). Vertikalni ankeri se često koriste kod obezbjeđenja stubova dalekovoda (sl.38.13.-a), kao i kosi kod ankerisanja anketnih blokova kod promjene pravca cjevovoda (sl.38.13.-b). Pored opisanih karakterističnih primjera, ankerisanje na površini koristi se za razne druge svrhe, kao što su: obalni stubovi visećih ili drugih tipova mosta (sl.38.14.-a), oslonci lučnih objekata kao što su hangari, mostovi i si. (sl.38.14.-b), žičare ili kranovi gdje se velike koncentrisane horizontalne sile preuzimaju horizontalnim ili kosim ankerima (sl.38.14.-c)

®

Temeljenje 526

®

©

Temeljenje

527


Sl.38.14. Različita Primena ankerisanja: obalni stub visećeg mosta (a), oslonci hale (b), horizontalno ankerisanje viseće žičare ili krana (c).

Stabilnost na isplivavanje - na delovanje sile uzgona često se kod hidrotehničkih konstrukcija osigurava pomoću ankera (sl.38.15-). Ovo se javlja kod brodskih prevodnica (si.38.15.-a), suhih dokova, umirujućih bazena, slapišta (sl.38.15.-b), brzotoka itd. Prije su projektanti sile uzgona savladavali težinom objekta, dok se to danas najčešće rješava prednapregnutim kablovskim ili štapnim ankerima. Na slapištu Brane "Haditha" u Iraku, korišteni su štapni rebrasti ankeri, koji su zainjektirani do prve faze betoniranja sklapišta i povezani za glavnu armatura slapišta (sl.38.15.-b). Brane, potporni zidovi, stubovi, tornjevi, oporci lučnih i visećih mostova, kule i drugi objekti, koji su izloženi velikim horizontalnim ili zatežućim silama, morali su se do pojave ankera oslanjati na vrlo široke temelje. Danas se sa velikim uspjehom primjenjuju ankeri za obezbjeđenje stabilnosti ovakvih konstrukcija, bilo da se radi u fazi izgradnje ili u fazi nadogradnje, odnosno nadvišenja objekta.

Posljednjih decenija ukazala se potreba za nadvišenjem brana zbog povećanja volumena akumulacije, zašto se isključivo koriste duboki prednapregnuti ankeri (sl.38.16.). Pojačanje gravitacionih brana pomoću prednapregnutih ankera započelo je 1935. godine, od kada je postalo gotovo jedino sredstvo za ove namjene i dostiglo značajne sile prednaprezanja, čak do 13 000 kN. Na slici 38.16 prikazan je praktičan primjer izvođenja nadvišenja gravitacione brane, čija je stabilnost obezbjeđena ankerima i drenažama (Benseghir, Jašarević, 1987.). > kotvene dužine ankera ( l ); k

> slobodne dužine >■ sile prednaprezanja (V); > ostalih parametara ankera.

ankera

(I ); s

Dva prva pojma obrazložena su u uvodnom dijelu temeljenja. Kotveni dio ankera mora biti sposoban da prenese silu zatezanja u tlo sve do faze rušenja. U slučaju da nisu izvedena probna ispitivanja ankera može poslužiti ocjena nosivosti (V„) i dužine ankerisanja ( l ), data u tabeli 38.1. k

Nosivost i dužina ankerisanja u tlu (a) i Tabela stenskom masivu (bj VRSTA TLA/ STIJENSKOG MASIVANOSIVOST 38.1. (Vu)DUZINA KOTVLJENIA /А (m) RAHLO (kN)■ :::g0stO'' : (kN) Vezana pješčana tlado 600do 1 0004,0-7,0Nevezana pješčana tlado 400do 6004,0-7,0(b) STIJENSKI MASIVispucao (kN)malo ispucao (kN)4,0-7,0Granit, gnajs, bazalt. tvrdi krečnjaci i tvrdi dolomitido 2 000do 4 000 Mehki krečnjaci i dolomiti, te tvrdi pješčarido 1 200do 2 0004,0-7,0

Temeljenje 526

Temeljenje

527


38.4. PRORAČUN ANKERISANJA

38.4.1. UOPŠTENO O PRORAČUNU SILA U ANKERIMA Kod ankerisanja treba poznavati ne samo elemente ankerisanja i njegovog statičkog i dinamičkog delovanja, već i fizičko-mehaničko ponašanje tla ili stijenskog masiva i njihove geotehničke osobine. Poračun se obično provodi u dvije faze i to: 1. Određivanje stepena i obima nestabilnosti zone, koju treba ojačati ankerisanjem i iznalaženje veličine i pravca sila, koje treba preuzeti ankerisanjem. 2. Određivanje elemenata ankerisanja, kao što su dimenzije ankera, njihov broj i raspored, kojima se obezbjeđuje preuzimanje proračunate sile iz prve faze proračuna. Kod ovoga treba iskoristiti napone u oslonačkoj glavi ankera, tijelu ankera i kotvenoj dužini, preko koje se sila prenosi na okolno tlo, odnosno masiv. Delovanje vertikalnih i horizontalnih sila aproksimira se istiskivanjem zone tla u obliku kupe, koja se formira u zoni kotvene dužine. Težina te kupe kod vertikalnih ankera daje najveću moguću silu koja se može prenijeti u okolnu sredinu. Pri ovome uzima se uslov da kotvena dužina i njen oblik budu prilagođeni potrebi da se ostvari najveća sila adhezije. Prema mnogim standardima (Švicarsko udruženje, 1977; Ministarstvo za promet in zveze Slovenija, 1996), Dimenzionisanje ankera svodi se na određivanje: V > dokaza unutarnje i vanjske nosive sigurnosti ankera (S = —^), koja predstavlja odnos između nosivosti ankera (Vu) i računske upotrebne korisne sile (VG=Fe-o-G); > dokaz upotrebne sposobnosti; Stubanj nepouzdanosti služi za klasifikaciju ankera, tj. potrebni koeficijent sigurnosti u ovisnosti od mogućih posljedica pri rušenju ankera (tabela 38.2.). Sigurnost ankerisanog objekta protiv klizanja (F) za potporne zidove u tlu, u ovisnosti od trajanja upotrebe i stepena nesigurnosti, dati su, prema SIA 191, u tabeli 38.2. U međunarodnim standardima pojedinih zemalja dati su pojedini odnosi između: sile u ankeru kod ispitivanja (VP) i računske upotrebne (korisne) sile (VG), računske upotrebne sile i nosivosti ankera (V„), sile prednaprezanja (V,V0) i nosivosti ankera itd. Proračun ankerisanja analizirat će se odvojeno za podzemne radove, gdje je ukupna dužina ankera veća od zone zahvaćene oslobađanjem napona, te ankerisanje na površini terena, gdje su ankeri veći od rasteretne zone koja se osigurava.

Temeljenje 526

Temeljenje

527

X I I O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a


(a)

Dužina ankera u kaloti podzemne prostorije može se odrediti iz izraza: L ž. h , +l

k

,

(38.3.)

Sigurnost (S) i sigurnost protiv klizanja (F) u ovisnosti od trajanja gdje je: upotrebe i stepena nepouzdanosti hsKod - dubina ili zone odrona, koja sa se mogućim utvrđuju terenskim jako rastresene ispucalih i zone, erodiranih stijenskih masiva odvalama Tabela 38.2. istraživanjem. Za prethodna projektovanja može se odrediti prema formuli Stepcn nepouzdanostiPrivremeni ankeri koeficijente k ankeriTrajni iz tabele povećati za 50%. 38.4.2. PRORAČUN ANKERISANJA U PODZEMNIM (Plamenac, 1987): 4RADOVIMA — dužina kotvijenja ankera u neporemećenoj zoni ili izvan zone odrona. Klasa ankeraS:„,::;PKlasa ankeraFAnkeri koji bi urušenjem hs=k-b0, (38.4.) Za čelične ankere l k=0,25hs(m), a za željezno-betonske adhezione i perfoankere: manje i gdje ne bije:remetili javnu sigurnosti Postojiizazvali više metoda za posljedice proračun elemenata ankerisanja, a one ovise o N red.11,31,241, 61,4Ankerizone koji ubikaloti urušenjem imali srednje posljedice, načinu formiranja oslobođene i izazvanih nestabilnosti u bokovima b0 — širina podzemne prostorije, l =------------>0,5m, (38.5.) podzemne u većini rezultat su ali neprostorije. bi remetiliParametri javni redankerisanja i bezbjednost21,51,351,81, 4Ankeri koji k - slučajeva koeficijent ovisan o stepenu ispucalosti stijenskog masiva i dm istraživanja u većem broju tunela i drugih podzemnih radova u raznim inženjerskokoeficijentu ačvrstoće (f), koji je jednak 1/10 bi urušenjem imali velike posljedice, tako dajeProtođakonovu moguće remećenje gdje je: d - promjer ankera; geološkim i geotehničkim uslovima. jednoaksijalne čvrstoće na pritisak <т u N/mm2 (tabela 38.3.). sigurnosti d n i reda31,81,462,01,5 Ankerisanje u podzemnim radovima proračunava se u osnovi na način da k

2

N=------J . -nosivost šipke ankera; se:(i) dopuštaju procesi oslobađanja napona i (ii) spriječe nastajanja i razvijanja Koeficijent k u ovisnosti o stepenu oštečenosti stijenskog masiva ovoga procesa. U prvom slučaju proračun se provodi na bazi iznalaženja sistema Tabela38.3. rasterećenja koje se obrazuje iznad bokova i u bokovima podzemnog objekta, dok Koeficijent k pri stepenu ispucalosti KOEFICIJENT masiva ~ 1" i aktivnog se drugi provodi na bazi analize naponskog stanja ČVRSTOĆE sa uključivanjem slabo ispucao ispucao jako ispucao 2 : г -dopuštena materijala ankera djelovanja ankera. d <Т 527 i;a.f4a:'':;::'- zatezna čvrstoća 0,2 0,3 (N/cm ); Tn-adhezija 0,4 Temeljenje 544 Temeljenje '^;:,.:2 : : tijela sredine ankera ii cementno-pješčane smjese (N/cm ) (tabela 38.4.). ;:homogene !::.:^:.s U literaturi se proračun provodi za uslojene iîzmeđu to za Promjer ankera prosto vješanje, složenu gredu, ili za svod (Marković 1977),obično kao i se za pretpostavlja podzemne 0,1 u granicama između 0,2 18-25 mm. Ukoliko 0,3 38.4.2.1. ankera ui malih kalotiprofila (Plamenac, prostorijeProračun velikih, srednjih 1987). poznajemo prenese, kod uslojenog se 10koju i višesilu anker treba da0,05 0,1 masiva može0,15 j (

4

X


I I O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a N fa= —

Adhezija između armature i cementnog maltera (X )

(38 .6.)

uueiu jo.y. п-... . .. Oblik . ,,, šipke .. armature.i ,_ ._ ,_______________________ Adhezija ;između armature i cementnog maltera, pri projektovanoj marci maltera cn/cm2) Tabela38.4. 2 000; зшо ":::svOkrugli-glatki čelik150250Reorasti čelik250350 gdje je: kv- koeficijent ovisan o čvrstoći masiva i oblicima prostorije (tabela 38.5.Plamenac, 1987); q=pY 5- veličina vertikalnog brdskog pritiska; Pkoeficijent koji uglavnom ovisi od dubine rastresene zone i n

528

Temeljenje

Temeljenje

547

X


I I O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a centralnog ugla svoda (tabela 38.6.-Plamenac 1987). уjedinična težina (kN/m3); cveličina kohezije u rastresenoj zoni, određuje se ispitivanjima ili se orijentaciono može dobiti iz izraza: c=30f (kN/m2).

Koeficijent kv u ovisnosti od koeficijenta čvrstoće ф i oblika Tabela podzemne prostorije Koeficijent čvrstoće (f)Koeficijent kv za oblike presjeka 38.5. podzemne ..._;.:r^._:....,. prostorije :r ravni bokovi i ravni blago zakrivljeni svodostali oblicido 50,200,25preko 50,250,30

gdje se sila u ankeru (N) može proračunati iz težine materijala u kaloti koji treba da nosi jedan anker, (Marković,1977) tj.: N = (1,25 - l,30)y • h ■ a 2, za kvadratni raspored i ^

l 529

(38.7.) Temeljenje

Temeljenje

547

X


I I O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a

Koeficijent /3 ovisan o veličini gdje je: J -jedinična težina tla ili stijenskog masiva; hTabela ugla svoda visina sloja, ili rastresene zone u kaloti; centralnog acentralni ugao svoda<135°l.<5 1ЧУ 150 1 ,38.6. razmak ankera; 0:koeficijent (30.70-0,750.75-0,800,80-0,90 t-razmak ankera u drugom pravcu, 1,25-1,30 - povećanje za 25% - 30% težine da nosi jedan anker. 2) koju treba prema uslovima stabilnosti masiva ili tla Ukoliko poznajemo površinu ankera (fa),između može se ankera: za uslojeni masiv pronaći razmak (a) u oba pravca: ______^__________

a =(38.10.) h l

1

i

i 2

[(l,25l,30 j

(38.8.)

a ako je ц< — у 1 , onda prema izrazu: к

>-/2

N - (1,25 - 1,30)У ■ h ■ a ■ t, za pravokutni raspored ankera,

530

Temeljenje

f Temeljenje

547

X



Sila u kotvenom dijelu (Nk) uzima se prema nekim autorima 2,0-2,5 puta veća od sile u ankeru (N).

b) Razmak između ankera u uzdužnom i poprečnom pravcu u kaloti podzemne prostorije može se odrediti kod: 1) formiranja svoda u tlu: a = L-----: —- (L + /?р),

k■a,

ч

(38.9.)

c

(38.11.) Y 3) prema uslovima jednakosti nosivosti ankera (N) i težine rastresene zone (у-ћ) dobije se iz izraza (jedn.38.8.):

(38.12.)

531

Temeljenje

Temeljenje

547

X



Nosivost ankera (N) određuje se terenskim ispitivanjima, a orijentaciono se može uzeti da iznosi: N =80-100 kN, sa koeficijentom čvrstoće f=6,0-10,0 i za

532

Temeljenje

Temeljenje

547


XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i Primena ankerisanja___________________________________________________________________________________

čelične ekspanzione ankere, a u ostalim slučajevima N = 60 - 80 kN. Za čelične i perfoankere nosivost (N) se računa prema formuli 38.5. Najmanja vrijednost razmaka uzima se da iznosi 1,0 m. c) Promjer šipke ankera određuje se za adhezione i perfoankere iz uslova jednakosti čvrstoće šipke i težine tla ili stijenskog masiva u rastresenoj zoni, koja dolazi na jedan anker (jedn.38.6.): D2N

(l,25-l,30)v-/*-a2

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 preraspodjele prirodnih napona oko konture iskopa (si.38.17.). Dosadašnji opisani postubci proračuna ankerisanja dopuštali su oslobađanje napona u jednoj zoni oko podzemnog otvora. Međutim, kod savremenih metoda iskopa u podzemnim prostorijama osiguranje se vrši neposredno iza iskopa, te se proračun provodi prema teorijama elastičnih ili plastičnih podzemenih pritisaka, kada se sprečava oslobađanje napona oko podzemnog otvora. 4 = 2a

D

V

(CM)

(38.13.)

6*2 ravan

TT CL

d) Promjer bušotine (db) kod adhezionih i perfoankera uzima se da iznosi: DB=D

— ( C M ),

(38.14.)

êlastična \ \ ________ _

gdje je: Ta i Tb - veličina adhezije između cementne smjese ili hemijske ispune sa

In i

šipkom ankera i stijenkama bušotine. U proračunima se obično uzima da ovaj odnos iznosi približno dva. U literaturi postoje obrazloženja proračuna u kaloti u vidu složene grede, prosto položene, ili ukliještene grede, ili u vidu obrazovanja svoda u uslojenoj i homogenoj sredini (Marković,1977). Za podzemne prostorije srednjih i malih profila raznih tipova, sastava tla ili masiva u kaloti, mnogi autori dali su proračun podgrade, ovisno u slojevitosti, stepenu ispucalosti, debljini nestabilne krovine itd. (Plamenac, 1987.). SI.38.17. Šematski prikaz raspodjele naponaodređivanja oko kružnog otvora Defmisanje raspodjele opterećenja oko horizontalnog potkopa vrši se praktičnim postubcima hidrostatskom pritisku u homogenoj i izotropnoj pritiska na podgradu (npr. Kommerellova, Protođakonova ili Terzaghijeva teorija pritiska, poglavlje 21). Ove sredini. metode baziraju se na konceptu da se između otvora potkopa i zone uvećanih napona javlja zona rasterećenja, koje izaziva pritiske na podgradu, odnosno u ovome slučaju na ankere. 38.4.2.2.Tunelska obloga od ankera i prskanog betona Danas se u tunelogradnji i kod drugih podzemnih objekata koristi savremena zaštitna obloga od ankera, mreže i prskanog betona, a po potrebi i sa Granična sila ankerisanja određuje se iz izraza: P m = f A - ^2' (38-15.) gdje je: fa- površina poprečnog presjeka ankera; napon na zatezanje ankera.

dO"z

- dopušteni

Za razmak ankera u pravokutnoj mreži e х t granični napon pritiska je: P

(38.16.) e- t Ovim naponom sistem ankera djeluje na prostor oko podzemnog objekta. Ovom pritisku (pa„) koji stvaraju ankeri obično se dodaju naponi u nosivom prstenu stijenskog masiva (pw) i u oblozi od prskanog betona (pi>), koje djeluju u radijalnom smjeru normalnog napona (аг). „r. = — ■

548

Temeljenje

pri

.______________________________________________________________________________________ ^8. Ankerisanje u tlu XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja

Kombinovana nosivost cjelokupne obloge na smicanje bit će:

=Pan+Pw+Pb-

Sp

(38.17.)

Modelskim ispitivanjima uspostavljeno je da cjelokupna tunelska obloga može da doživi jedino slom smicanjem. Prema Rabcevviczu (Rabčević.1965), ovaj slom nastaje duž Mohrovih ravni smicanja pod malim uglom (20°-30°) prema osi obloge. Ovaj zbir triju graničnih napona dijeli se sa računskom, izmjerenom, ili prognoznom vrijednošću radijalnog napona (ar), koji se javlja u zoni gdje je smanjen tangencijalni napon (rj t), pa je tlo dovedeno u stanje sloma. Na ovaj način dobije se koeficijent sigurnosti:

K.

1p

= (38.18.)

Pb

Pri ovome karakteristične veličine pw, i or određuju se na osnovu teorije mehanike stijena ili se koriste eksperimentalne terenske metode. Za ove karakteristične veličine navode se konačni izrazi za tangencijalni i smičući napon:

<7 (l + sin (p)+2c cos(p - sin (p r

л

1

W -----— prosječna dužina po kojoj linija smicanja siječe ojačani prsten tla

sin

a

ili stijenskog masiva; wdebljina nosećeg prstena; хsmičući napon na granici Mohrova kruga: 8=\|r/2 - ugao pod kojim linija smicanja siječe ojačani prsten (na intradosu 0=0, a na ekstradosu pa se uzima i|//2); \ј/ dobije se mjerenjem kada se linija smicanja kroz ojačani prsten povuče pod uglom a prema tangenti na intrados osu ojačanog luka i njegov ekstrados, kao ugao koji linija smicanja zaklapa sa horizontalom na ekstradosu. (si.38.17). Na sličan način dobije se nosivost obloge od prskanog betona debljine d:

Q=\\i,

2,50dz, p „ = -----Ч

(38.22.)

r

cos

a

gdje je: T - smičući napon prskanog betona. Ovaj način proračuna zaštitne obloge podzemnih objekata primjenjuje se danas kod savremenog i mehanizovanog izvođenja mnogih iskopnih podzemnih radova. B

38.4.3. PRORAČUN ANKERISANJA NA POVRŠINI TERENA

c

cos

r

(38.19.)

a ■■

1

-

90-(p 550

Temeljenje

Temeljenje

534

.______________________________________________________________________________________ ^8. Ankerisanje u tlu XII Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i primjena ankerisanja

2

J

Ovi izrazi dobiju se iz Mohrove kružnice napona pri radijalnom (or) i tangencijalnom (crt) naponu. Nosivost ojačanog prstena tla (ili stijenskog masiva) (p w) oko podzemnog otvora dobije se iz uslova ravnoteže aktivnih i reaktivnih sila (Marković, 1977.), tj:

b

&mq>

2 a ovaj izraz poslije sređivanja dobija slijedeći oblik:

cos

wt џ 12 p w =--------:---,

w

(38.21.)

cos

p w - r= - ---TCOS19 ,

(38.20.) Primena ankera na površini terena je raznolika i moguća u mnogim građevinskim i rudarskim površinskim zahvatima. U poglavlju 33. obrazloženi su ankerisani zagatni zidovi, dok će se ovdje dati princip proračuna ankerisanja za stabilizaciju kosina. 38.4.3.1.Proračun sile prednaprezanja ankera kod stabilizacije kosina

AD.

Ako ^dje^luje sila u zatežućem ankeru na nekoj dužini Al a, na pretpostavljenoj kliznoj ravni (sl.38.18.-a), može se izračunati koeficijent (faktor) sigurnosti K s, iz sume aktivnih i reaktivnih sila, za posmatranu kliznu ravan, tj.: y s t d n

K &tsT-Z )= 2 Wtg

K.

550

_______

} (38.23.)

]Г AN ■ tg(p + XM • c + Z a cosy/tg(p £:AT-Zîivr

Temeljenje

Temeljenje

535

X I I O s i g u r a n j e i s k a p a , a s a n a c i j a


k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a

gdje je: Zt=Z_-sin\(/, Zn=Za \џ - ugao određen iz pravca normale na odsječak Al, na koji se prenosi delovanje sile Za. Kako je uticaj komponente Z, (jed. 38.23.) veoma značajan, položaj odsječka Al treba birati tako da se ostvari što veća komponenta Zt. Kod ovog treba biti ostvarljivo povoljno kotvljenje i obezbjeđenje ukupne sile u ankeru (Za).

-C0SV4/,

Sl.38.18. Šematski prikaz ankerisanja kosine: opšti položaj ankera u Temeljenje odnosu za zakrivljenu kliznu ravan (a), sila prednaprezanja u ankeru u smjeru radijusa odsječka (b), ravna klizna ravan kod stijenskih masiva (c).

536

Temeljenje

553




Kada je sila prednaprezanja u ankeru usmjerena u pravcu radijusa odsječka cilindrične klizne površine, onda se tangencijalne komponente (Zt) uglavnom poništavaju, te se delovanje sila u ankeru može predstaviti zbirom samo normalnih (Z_) komponenti (sl.38.18.-b). U stijenskim masivima klizanje se odvija po izraženim diskontinuitetima, koje su obično ravne klizne površine (sl.38.18-c). Koeficijent sigurnosti kojim se obezbjeđuje potrebna sila prednaprezanja (Za) dobije se iz izraza: (T - Z. )K s = Ntg(p + cL + Z j gt p , (38.26.) gdje je:

(ctgr3-ctga); Х38.27.)

537

Temeljenje

Temeljenje

553




N=Gcos|3; T=GsinP; L=H/sinP; а-Ну

H (ct gP - ci ga)- ~ у = —^

38.23:

538

Za zadani ili usvojeni koeficijent sigurnosti (K s) može se odrediti potrebna sila prednaprezanja iz izraza

Temeljenje

Temeljenje

553




Y - jedinična težina stijenskog masiva; a, H i L — parametri kosine (sl.38.18.-c). K s sini^ + cosv/tgq> Z„ =

Najmanja sila u ankeru (38.24.) (min Za) dobije se kada je izraz: K s sin у/ + cos^tgtp maksimalan, odnosno kada je: Zamjenom ovih veličina dobije se koeficijent sigurnosti: н G

cos

(kgep + c

+ sin cos sin sin Za

yrt g(p

B K s =----------------------—^------------------------. G p-Za Uobičajeno je da se uzima csO, te je :

539

Temeljenje

\ј/

Temeljenje

553




(38.28.) ду/

540

Temeljenje

Temeljenje

553


0; K s cosi f - si ny/ t g(p = 0

541

Temeljenje

Temeljenje

553


(38.25.)

542

Temeljenje

Temeljenje

553


K= odnosno sila u zatezi (ankeru):

543

Temeljenje

Temeljenje

553


G

cos + cos sin - sin (3tg(p

G

544

P

Temeljenje

Za

Zn

\ f ft g(p

џ

Temeljenje

553


(38.29.) K

s

545

_ i

tg
Temeljenje

Temeljenje

553


у/ = arctg

546

Temeljenje

Temeljenje

553


( K. ^ ytg

547

Temeljenje

Temeljenje

553


Z. =

548

Temeljenje

Temeljenje

553


KKG

sin

co$iirtg(p + Ks

549

cos sini// [] - G

Temeljenje

Џ tgcp

Temeljenje

553


(38.30.)

550

Temeljenje

Temeljenje

553


Х П O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a

Uvrštavanjem pojedinih veličina, dobije se konačan izraz za silu u ankeru u obliku: cos z - 1)'H2 ^ctg^ ~ ctga^K^sin P ~ P fs
Minimalna vrijednost za silu u ankeru (Za) dobije se uz uslov da nazivnik daje maksimalnu veličinu, kada je ugao nagiba ankera:

W = arctg(Ks ltg(p).

551

Temeljenje

(38.32.)

Temeljenje

555



POređenjem sile u prednapregnutom ankeru (jedn.38.30.) i sile u pasivnom ankeru (jedn.38.37) može se vidjeti koliki je pozitivan uticaj prednaprezanja ankera, čija Primena znatno smanjuje potrebnu veličinu sile Z a. Uporedbom se može dobiti izraz za silu kod pasivnog otpora ( paZd) i sile prednapregnutog ankera (prZa), u obliku:

KstgW

(38.38.)

.Z. 1 + -

tg(p

Ovaj izraz ukazuje i na potebu da ugao \(/ mora imati najmanje 45°, da bi se efikasno koristila sila u pasivnom ankeru (Anagnosti, 1987). 38.4.3.2. Proračun sile zatezanja u pasivnom ankeru

552

Temeljenje

Temeljenje

555



Kod pasivnih ankera, kod kojih se sila aktivira tek nakon nekog pomjeranja, proračun se vrši samo prema tangencijalnoj komponenti (Z() sile ankera (Za). Ne uvodeći normalnu silu (Z„) u račun, dobije se izraz (iz jedn.38.23.) za koeficijent sigurnosti:

K5=^=- -^-----------------,

jAN-tg(p + У М - с (38.33.) 2_ А Г - Zn ■ sin Ц!

odnosno prema jednadžbi 38.28. proizlazi izraz u

H

obliku:

к, =■ G cos fkgcp + c G sin P - Za sin Ц!

sin /3

(38.34.)

Tangencijalna sila iz izraza 38.33. bit će:

X ^ - W + 2 >/-e Z,=2,AT ----------—^------------• 7

553

VA T

Temeljenje

(38.35.)

Temeljenje

555



Iz jednadžbe 38.34. može se dobiti sila u ankeru:

_

G(K,

sin

l3

н

cos sin jS

tgip)-

c

Z „ = -------------------—---------■------------(38.36.)

odnosno za c=o:

^л sin у/

_ . Gice sin в - cos (3tg(p) Za sm i/r =------------------------ ^. (38.37.) 38.4.4. PRORAČUN SILE NOŠENJA PREDNAPREGNUTIH DUBOKIH ANKERA Postoji više računskih postubaka za određivanje granične zatežuće sile u prednapregnutom ankeru, u tlu ili stenskom masivu. Neki od načina proračuna sile kod dubokog ankerisanja injektiranjem u tlu dati su u prethodnim poglavljima (vidi tačku 33.1.6. i 33.2.6.6.). Prikazat će se dva postubka zasnovana na izučavanju Lendi-ja (1969), koji je uveo slijedeće pretpostavke (Dolarević, 1987.):

554

Temeljenje

Temeljenje

555



>

>

У > >

za aksijalnu nosivost opterećenog ankera, mjerodavni su naponi smicanja po obodu kotvenog vanjskog dijela i tla, pri čemu se zanemaruju bočni naponi pritiska i pasivnog otpora tla. Redovno je sila između čelika i injektiranog maltera veća od one koja se može prenijeti preko injektiranog cilindra na tlo, zbog čega se obično posebno ne računa. Ugao unutarnjeg trenja na tijelu ankera jednak je uglu unutarnjeg trenja okolnog tla. Pretpostavlja se da su glavne klizne površine paralelne sa osovinom zatege, bez obzira da l i j e anker ugrađen horizontalno ili koso. Smičući naponi u fazi sloma linearno su raspoređeni po cijeloj dužini tijela ankera. Slom usljed smicanja nastaje po jednoj idealiziranoj cilindričnoj površini, kod koje je promjer veći od promjera bušotine. Ova veličina (R/r) ovisi prvenstveno o porozitetu i propusnosti tla, kao i o veličini primijenjenog injekcionog pritiska.

Optereti li se zatega do sloma, aktivirat će se na obodu injektirane zone tla sa kohezijom otpornost na smicanje, koja se po Coulombovu (Kulonovu) zakonu može izraziti u obliku (Nonveiller, 1981):

555

Temeljenje

Temeljenje

555


XII O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a

T

f

=

(cr +

c ■ ctg(p)tg(p

= o tg(p.

(38.39.)

x

Na horizontalne ravni u dubini t djeluje vertikalni normalni napon čiji je intenzitet: °"z =

J

(38.40.) o Pomoću Mohrove kružnice (sl.38.19.) može se dobiti smičući (ИТ;) i normalni (<7n) napon u ravni kroz Y z dz + c ■ ctgcp

.

os zatege, koja je pod uglom Naponi izrazu (38.40.):

±a

(Lendi,1969; Nonveiller,1981): linearno na potezu injektirane zone ukotvljenja.

se a* - у

x

mogu

dobiti

prema

■ Z\ + c ■ ctgcp , У

2°

t = Y - z 2 + c -ct gcp ■

(38.42.)

J

Normalni naponi i tangencijalni otpon uz opseg; plašta rastu linearno s apscisom, te se ukupna sila sloma, koju će preuzeti kotveni dio na dužini l, može izračunati iz izraza (Nonveiller,198L): (38.43.)

556

Temeljenje

Temeljenje

557



Sl.38.19. Naponi ankera i šema za 556 u tlu oko kotvenog dijela Temeljenje izračunavanje sile ukotvljenja: Mohrova kružnica za stanje sloma i naponi klizanja na obodu injektirane zone (a), klin sa šemom napona uz anker (b), šema za proračun sila u

Temeljenje

557

1981).



Prema dosadašnjem iskustvu uzima se da koeficijent sigurnosti iznosi 1,31,5 za privremene i 1,5-1,8 za stalne objekte (Lendi,1969). Dužina kotvljenja je obično manja od 7,0 m. Podvlaka u koju je učvršćen svaki red ankera uzima se kao kontinuirana greda, koja raspoređuje koncentrisane sile ankera na stijenu i tlo. Za praksu je dovoljno tačno ako se podvlaka dimenzionira kao srednje polje kontinuirane grede, koja je opterećena jednoliko raspoređenim silama ankera.

6ji-

SINI SHCO

556

Temeljenje

Temeljenje

557



Sl.38.20. Šematskiprikaz kosog ankera (a), sa silama koje djeluju na kotveni cilindar (b).

Sila nošenja ankera u nevezanom tlu može se proračunati i na drugi sličan način (Dolarević, 1987). Usljed delovanja aksijalne sile u zatezi javljaju se normalni (< Т Л ) i tangencijalni ( , Т Л ) naponi (sl.38.19.-b i 38.20.-b) po omotaču injektiranog cilindra. Ove sile mogu se dobiti iz Mohrova kruga napona u obliku: (38.44.)

556

Temeljenje

Temeljenje

557



Kada je a-0, veličina B=l, a za a>0 i B>1, dok je za a<0 i B<1. Kada je anker u nagibu a (sl.38.19.-c), normalni naponi na horizontalne zone mijenjaju se

556

Temeljenje

Temeljenje

557



1

556

Temeljenje

Temeljenje

557


XII O s i g u r a n j e i s k o p a , a s a n a c i j a k l i z i š t a i p r i m j e n a a n k e r i s a n j a [ah

-crz)sin 2 a . Tangencijalni naponi (,T n ) javlja se sa obje strane simetrično, ali suprotnog znaka, te se proračun

provodi samo za normalni napon (<7П), koji se javlja po obodu cilindra kotvenog dijela ankera, u vidu sile otpora (sl.38.21.-a). Diferencijal napona pod uglom d9 na obodu injektiranog cilindra (sl.38.21.-a), bit će: DAE

= R-DD■

GQ

,

(38.45.)

gdje je: <ЈД =
556

cos2

Temeljenje

9+

AN

sin2

В

.

(38.46.)

Temeljenje

557



SI38.21. Raspodjela napona po obodu injektirane zone kotvenog dijela ankera (a) i Mohrov krug napona sa uticajem trenja i kohezije na vrijednost sile u ankeru (b ). Ako se uvrste jednadžbe 38.44. i 38.46. u 38.45. i uzme O h = k Q <7_, dobit će se: 2 2 2 2 DAE = R A 7 D E [k0 В a+k Q В\ (38.47.) Vrijednost diferencijalnog trenja (dt) dobit će se ako ovaj normalni napon pod uglom 8 pomnožimo sa koeficijentom trenja (Џ ), tj.:

cos

556

+ (cos

Temeljenje

sin a)sin

Temeljenje

557



DT

=

DT

= \ROZ D D \k0

DAE

-

Џ

,

Ш

2

cos e + (cos

(38.50.) у/. Ukupna sila trenja (T nadsloja (H), bit će: ТЏ =А2КП1КЏУ/, gdje je: T

=

R I TA . U

IFF

556

Џ)

(38.48.) a + k0

sin2 a)sin2 0Jjju,ili (38.49.)

(38.51.) u presjeku okomito na os ankera i to u polovici kotvene dužine, sa visinom

= k (l + sin2 0

2

(38.52.) a)+

cos2

Temeljenje

a, za

a=0 \|/=ko+l - horizontalan položaj Temeljenje

557



ankera, M^tgcp, G Z = Y - H , ko - koeficijent pritiska mirovanja i za a=0--> k0=l-sin9Ovoj sili trenja (T ) potrebno je dodati i uticaj kohezije (c), koja se može dobiti iz kompatibilnosti uticaja trenja ( T T ) i kohezije ( T f ) . Zonu kompatibilnosti između ova dva uticaja možemo dobiti iz Mohrova kruga napona (sl.38.21.-b) prema kojem je udio kohezije pri slomu tla:

=0-/к-тс,

1

Тс (38.53.) Ukupna ili:

potencijalna moć Т = ТЏ+ТС,

nošenja

Г=

ankera

cos

R I T ■ L K ( С Т 2 Џ Џ + 2C dobije se dopuštena sila opterećenja u ankeru: T

pod

> ( P ).

J

određenim

uglom

bit

će:

(38.54.) Uz koeficijent sigurnosti (Ks) od 2,0-3,0

(38-55.)

4oP^~-

556

2

(T)

1

Temeljenje

Temeljenje

557



38.5. ANKERNI TEMELJI

38.5.1. PRORAČUN TEMELJA OPTEREĆENIH SILOM ZATEZANJA U građevinskoj praksi se veoma često susrećemo sa preuzimanjem zateznih sila pomoću temelja u tlu i stenskom masivu. Ovo se posebno dešava kod visećih mostova, lančanica, visokih ankerisanih stubova, rešetkastih dalekovnih raščlanjenih stubova itd. Specifičnost ovih temelja je u delovanju vertikalne ili kose zatežuće sile, a nekada i u kombinaciji sa momentom uklještenja. Kod izvjesnih objekata horizontalne sile su obično malene pa se mogu zanemariti.

556

Temeljenje

Temeljenje

557



Kod ankernih temelja, kao i kod ankera, angažira se jedna zapremina tla ili stijenskog masiva, koja treba da se odupre primijenjenoj zatežućoj sili. Ispitivanjima je ustanovljeno da mobilizirana masa ima približan oblik kupe (kod ankera) ili zarubljene kupe (kod temelja), koja kod stijenskog masiva ovisi svakako i o njegovoj uslojenosti i ispucalosti (si.38.22.). Prema nekim autorima, silom čupanja u tlu dobiju se zakrivljene izvodnice, koje se aproksimiraju logaritamskom spiralom.

Sl.38.22. 556

Oblici mobiliziranog tla, prilikom djelovanja sile čupanja: Temeljenje u tlu sa nivoom podzemne vode, u obliku kupe (a), zarubljene kupe kod okruglog temelja (b), u ispucalom stenskom masivu sa horizontalnim (c), kosim (d) i

Temeljenje

557



Za proračun ankernih temelja ili Uopšteno zateznih ankera u tlu postoji više klasičnih i savremenih metoda. Uopšteno je teško definisati oblik i dimenzije konusno angažiranog tla ili masiva, kao i njihove čvrstoće po obodu konusa. Radi ovoga se obavezno provode ispitivanja "in situ", sa silom čupanja kojom se mogu definisati parametri potrebni za Dimenzionisanje temelja. U osnovi se proračun ankernih temelja može vršiti prema pomjeranjima ili prema kritičnoj sili čupanja. Kod sile čupanja mogu nastubiti dva potpuno različita slučaja: a) Kada je odnos dubine ukopavanjem (D) i širina temelja (B) relativno malen, zona sloma obrazuje se u tlu, počev od ankerne ploče i završava na površini terena. Ovaj tip, tzv. plitkog ankerisanja bit će razmatran u narednoj tački. b) U slučaju da je pomenuti odnos (D/B) velik, zona sloma obrazuje se oko ankernog temelja i ne dospijeva na površinu terena. Ovaj tip tzv. dubokih ankernih temelja, razmatranje dijelom u prethodnim poglavljima, kao duboki injektirani anker. 38.5.2. PRORAČUN POMOĆU METODE SILE ČUPANJA U TLU Od klasičnih metoda najviše se koriste: (i) metoda opterećenja tlom, (ii) metoda pritiska tla i (iii) metoda pritiska prosječnog tla na smicanje (Dolarević, 1987).

556

Temeljenje

Temeljenje

557



1) Metoda opterećenja tlom zasnovana je na težini mobilizirane mase tla ili masiva, za koju se pretpostavlja da se pokreće zajedno sa temeljom, pod delovanjem sile čupanja (Z). Oblik i veličina za proračun pokrenute mase tla određeni su oblikom temeljne ploče i uglom (p), koji izvodnica ovoga tijela zaklapa sa vertikalom (sl.38.23.-a). Veličina ugla ф ) daje se u ovisnosti karakteristika tla na smicanje, zbijenosti, konzistencije tla i si., ili od geološko-strukturnih osobina stijenskog masiva. Za okruglu temeljnu ploču promjera d, koja je ukopana na dubini D, može se sila čupanja (Z) izraziti u obliku (Dolarević, 1987):

(38.56.) Oblik i konstrukcija ankernog temelja ovisi o vrsti konstrukcije koja se ankeriše, pravca i veličine delovanja zatežuće sile, ili zatežuće sile i momenta uklještenja, kao i od vrste tla (ili stijenskog masiva). Danas se, međutim, smatra konzervativnim projektovanjem ako se za otpornost sili čupanja uzima samo težina mobilisanog tla, odnosno masiva. Efektnije je i ekonomičnije da se u sistemu temeljne konstrukcije koriste prednapregnuti ili adhezioni ankeri, koji su obrađeni u prethodnom izlaganju. gdje je: Y - jedinična težina tla ili masiva;

556

Temeljenje

Temeljenje

557



P - ugao između izvodnice konusa i vertikale, koji je ovisan o vrsti i karakteristikama tla ili masiva.

556

Temeljenje

Temeljenje

557



2) Metoda pritiska tla predviđa vertikalne površine sloma, te se mobilizirana masa izvlači zajedno sa silom čupanja, u obliku uspravne prizme ili valjka, sa poprečnim presjekom jednakim temeljnoj ploči (si.38.23.-b). Otporu čupanja suprotstavlja se težina ovoga tijela (W) i sile trenja (T), koje djeluju na omotaču. Sila trenja zavisi o bočnom pritisku, a može se dobiti kao: sila pritiska koja je jednaka pritisku mirovanja, ili > sila pasivnog otpora tla (Pp) prema Rankineovoj teoriji stanja plastične ravnoteže. >

X odnos Ddubine i promjera temeljne ploče. _ Metoda prosječnog otpora tla ili masiva na smicanje 3) sloma (si.38.23.-b). d

pretpostavlja također vertikalne ravni

Prosječni otpor smicanja na površinama sloma daje se u ovisnosti o vrsti tla, što se može naći u literaturi, za dubine temeljenja do 1,50 m. Kod dvostrukih dubina otpor na smicanje povećava se za 20%-25%, a kod trostruke 30%-40% (Miiller i Haefeli,1953; Dolarević 1987).

571

Temeljenje

563

Temeljenje



Za idealiziran kružni temelj sila čupanja (Z) prema ovoj metodi može se dobiti, uz poznavanje prosječnog otpora na smicanje, po vertikalnim površinama sloma (T 0), iz izraza:

,г A.

572

Temeljenje

563

Temeljenje



v

VV

-ć-- -J Sl.38.23. Sematski prikaz ankernih temelja opterećenih silom zatezanja (Z): metoda opterećenja tlom (a), metoda pritiska tla (b).

Za idealiziran kružni temelj promjera

izraza.:

z= 573

d,

ukopan na dubini D, sila čupanja (Z) može se dobiti iz

(38.57.)

Temeljenje

563

Temeljenje



1

D f ny( i Кџ\ 2X2+~ X gdje je: K - koeficijent bočnog pritiska- mirovanja (K0) ili pasivnog otpora tla (Kp); iU=tg

(38.58.)

А 38.5.3.

PRORAČUN SILE ČUPANJA SAVREMENIM METODAMA TEORIJE PLASTIČNOSTI

574

Temeljenje

563

Temeljenje



Postoji više savremenih metoda proračuna sile čupanja koje razmatraju graničnu ravnotežu tla iznad temelja primjenom metoda teorije plastičnosti. One se zasnivaju na analizi napona i rezultantnih sila na graničnim površinama, koje se utvrđuju eksperimentalnim ispitivanjima na modelu ili "in situ". Sila čupanja definiše se iz uslova ravnoteže mobilisane mase tla ili masiva, ograničene temeljnom pločom (ili dnom ankernog dijela ukoliko je bez temeljne ploče) graničnim površinama sloma i površinom tla, odnosno masiva.

575

Temeljenje

Sl.38.24. Šema oblika i djelovanja sila za proračun

563

Temeljenje



ХН Osiguranje iskopa, asanacija klizišta i Primena ankerisanja

576

Temeljenje

10°

563

Temeljenje

20"

30*

40* 50"



SU8.25.Vrijednosti koeficijenta K' w (a)i K „ (b), za razne oblike temelja X.

Mnogi autori ispitivanjima su dobili slične rezultate za silu čupanja, a obrazložit će se u skraćenom obliku teoretska metoda Dž. Sarača (1970), kojom se dobiva dobra saglasnost sa terenskim postavkama i rezultatima mjerenja (Sarač , Verić i dr.,1976.). Eksperimentalnim ispitivanjem ustanovljeno je da granična linija sloma ima oblik konveksne krive linije, čija je tangenta na kontaktu sa temeljnom pločom približno vertikalna, a površinu terena kriva sloma presjeca pod uglom 45°-

r = r0e°"!'p.

(38.59.)

Veličina zatezne sile (Z) dobije se iz obrasca:

(38.60.)

Z = D Y- K'+c m D K c +G B +G : 3

2

gdje je:

577

Temeljenje

563

Temeljenje



iK

- koeficijenti koji ovise o obliku temelja (A) i ugla trenja (ф) (sl.38.25.a i b); GB i Gz - težina temelja i tla iznad temelja ograničena vertikalnim ravnima (sl.38.24.); D

A= i i

— - za kružni temelj;

d

D

A —----za pravougaom temelj;

d. =

578

d.

Temeljenje

563

Temeljenje

~4ab

564

Temeljenje

Temeljenje

579

(38.61.)

ж

Mjer odav na kohe zija (сш) dobi je se na osno vu teren skih ispiti vanj a iz izraza: cm= Acc, (38. 62.) gdje je: c - kohezija da; A c

= 0 , 5 z a k r a t k o t r a j n a o p t e r e ć

564

Temeljenje

Temeljenje

580

e n j a , A c

= 0 , 0 z a d u g o t r a j n a o p t e r e ć e n j a . POGLAVLJE XIII

SPECIFIČNE METODE TEMELJENJA

564

Temeljenje

Temeljenje

581

Urbicid u Mostaru

"... Trebalo bi se odkameniti i poći bez osvrtanja kroz kamenu kapiju ovog kamenog grada... " Mehmcdalija — Mak Dizdar, Kameni spavač, 1966. Ovim, trinaestim poglavljem obuhvaćene su neke metode temeljenja, koje su sa aspekta klasičnog temeljenja specifične. Sažeto bit će prezentirani:(i) dinamički i seizmički opterećeni temelji, (ii) savremene metode izrade podzemnih konstrukcija, (iii) podzemni cjevovodi i (iv) neki vidovi podupiranja i pojačanja temelja koji su veoma česta u praksi.

564

Temeljenje

Temeljenje

582

39. Dinamički opterećeni temelji

39. DINAMIČKI OPTEREĆENI TEMELJI Dosadašnja izučavanja tla odnosila su se na statička opterećenja koja su se preko temelja objekta prenosila i rasprostirala u poluprostor. Na tlo se preko temelja prenose i sile izazvane vibriranjem i dinamičkim opterećenjem, bilo u obliku periodičnih sila, bilo u obliku delovanja udara, kao i seizmičke sile izazvane potresima.

39.1. EFEKTI VIBRACIJA NA TLO Izučavanje otpornosti tla na vibrirajuće opterećenje značajno je kod projektovanja temelja mašina, puteva, aerodroma i željeznica. Objekti temeljeni na nevezanom tlu mogu se prekomjerno sleći ako je tlo izloženo vibracijama nastalim obrtanjem delova mašina. Ova slijeganja posebno su velika kod ravnomjerno granuliranih pijesaka i oni su znatno osjetljivi na deformacije usljed vibriranja nego tla od gline. Najveća slijeganja nastaju u granicama od 300-2000 ciklusa u minuti, a u tome području nalaze se sopstvene frekvencije kompresora, dizelskih mašina i si., što ima za posljedicu znatno Sleganje tla. Problemi vibrirajućih temelja mogu se podijeliti u dvije grupe: (i) vibracije koje dolaze od vanjskih izvora, kao što su seizmičke aktivnosti, željeznički tuneli, aerodromi, te razne izvođačke aktivnosti (bušenja, vibriranja i si.) i (ii) vibracije od bilo kojih temelja za oslonac raznih rotirajućih ili udarnih mašina, pritisci fluktuirajućeg vjetra, ili sile valova. Za prvu kategoriju postoji specifična literatura, dok su za drugu potrebna odgovarajuća istraživanja sufticiranom tehnikom, posebno onom koja je bazirana na metodi konačnih elemenata. Čest je slučaj projektovanja krutih temelja za mašine kao što su kompresori, ventilatori ili turbine. Sistem mašina - temelj - tlo na slici 39.1. ilustruje slučaj spoja translatornog kretanja u pravcu х ose i rotacije oko z ose, kroz kombinaciju težine mašine i temelja. Projektovanje u osnovi se svodi na to da frekvencije sistema budu daleko od frekvencije koju će mašina imati pri radu. Razlog za ovo je izbjegavanje koincidencija frekvencija rada mašine i prirodne frekvencije tla i temelja kako ne bi nastubila rezonancija, koja je štetna za cio sistem. Međutim, ovo uvijek nije moguće pa se mijenja tip mašine sa većim rasponom frekvencije, i l i se mijenja veličina temelja. Predviđanja ovih amplituda je otežano posebno u kombinaciji sa vibracijama kada je potrebno uzeti dopušteni stepen prigušenja tla. Obično se uzima da je tlo idealizirano kao elastični poluprostor, za što je više autora dalo rješenje, koje je zasnovano na teoriji Richarta i dr. (1970).

SI. 39.1. Oblik ponašanja sistema mašina - temelj - tlo (Tomlinson i Boorman, 1995). i|i - rotaciona akceleracija mašine i temelja. Dinamičko opterećenje se prenosi na temelj bilo u obliku periodičnih sila (rad mašina sa ustaljenim kretanjem periodičnog delovanja), bilo u obliku delovanja udara (pojedinačni ili uzastopni impulsi i udari mašina). Kod ovakvog dinamičnog opterećenja uzima se da u tlu nastaje ravnomjerno ili neravnomjerno

571


sabijanje i neravnomjerno smicanje (sl.39.2.). Mnogi autori su, uz određene aproksimacije, dali opće izraze kojima se uspostavlja veza između napona u tlu ispod temelja i elastičnih pomjeranja (Kuljbakin, 1975).

®

©

Sl.39.2. Pomjeranje temelja kod različitog opterećenja: ravnomjerno sabijanje (a), neravnomjerno sabijanje (b), neravnomjerno smicanje (c). Prema ovoj metodi sile prouzrokovane tlom, a pod dinamičkim pomjeranjem, bile bi sačinjene od dva tipa: (i) sile elastičnosti vezane za trenutne vrijednosti translacije (х) i rotacije (\|i) i (ii) sile prigušenja vezane za trenutne vrijednosti brzine translacije (х.) i rotacije (\џ). Korištenjem drugog Nevvtonovog (Njutnovog) zakona za sile ovisne o vremenu (\|/) u pravcu х ose (Qx) i oko z ose (T ), a prema slici 39.1. (Tomlinson i Boorman, 1995), dobije se izraz u obliku: V

Qx(0 - ( t e - kxhoW) - (cxx - сЈгоУ) = пгх,

(39.1.)

gdje je: m - masa mašine i podloge; Iy - masa momenta inercije oko у ose mašine i podloge; kx,kv - elastične konstante tla od translacije i rotacije; C i c,, - koeficijenti prigušenja za translaciju i rotaciju; х translatorna akceleracija mašine i temelja; 39.2. OSCILACIJE ISOPSTVENE FREKVENCIJE TLA U ovisnosti od napadne tačke i smjera, vibriranje ili sporo ponovljeno opterećenje može proizvesti šest vrsta pomjeranja. Jedno je u vertikalnom pravcu, dva su u horizontalnom pod pravim uglom, jedno prema drugom, i tri su rotaciona kretanja oko tri osovine. Međutim, eksperimenti se izvode većinom u najjednostavnijem vertikalnom pravcu i oni su najznačajniji. Za slučaj slobodnih vibracija koje nastaju ako se teret W osloni na opruge krutosti K, te se silom izazovu njegove vibracije prema gore i dolje u vertikalnom pravcu (sl.39.3.-a), frekvencije ovakve sopstvene oscilacije iznose: , 1 ЈК 1 [Kg 2ж V m 2ТГ V W gdje je: f - sopstvena frekvencija slobodnih oscilacija (u herzima Hz=l/s); K - koeficijent opruge, to je sila da se opruga stisne za lem (10N/cm);

571


m - masa temelja i mašine (kg); W - težina temelja i mašine (kN); g -

Sl.39.3. Šema. slobodnih vibracija: teret oslonjen na opruge (a), teret sa dijelom tla učestvuje u vibriranju (b). akceleracija sile teže (~10m/s2). Ove oscilacije će opadati dok potpuno ne prestanu, a frekvencija prigušenih oscilacija dobije se iz izraza; 2

i [к c

f

P

=

(39A)

n ~ \ \ ~ ~ - A ~T ^

2n V m

4m

gdje je: C - konstantna prigušenja vibracija. Kod ispitivanja dinamike tla opravdano je uzeti da će skupa s njim i tlo ispod temelja vibrirati (sl.39.3.b). Pretpostavljajući da se dio mase tla ispod temelja ponaša pod uticajem vibracija kao sistem opruga, onda se sopstvena frekvencija slobodnih oscilacija može, preko navedenih jednadžbi, izraziti (Revnolds i dr.,1965) u obliku:

" 2тг V

W+м

gdjeje: L=K/A - dinamički modul reakcije tla; W - težina temeljnog sklopa; w - težina vibrirajućeg tla ispod temelja; A - površina temelja.

571

XIII Specifične metode temeljenja


U posljednje vrijeme provode se ispitivanja frekvencija ne samo tla već i nasutih velikih hidrotehničkih i drugih objekata, koje su neophodna kod projektovanja objekta na seizmičke sile. Dinamički se opterećuju brane pomoću rotirajućih ekscentara, kod kojih se frekvencije i sile mogu mijenjati, a odgovor brane registraje se akcelerometrima. Zemljotresni institut "Kiril i Metodije" iz Skoplja obavio je ovakav opit sopstvenog vibriranja

Sopstvene frekvencije tla (Revnolds i Protopapadakis, 1965) Tabela 39.1. Sopstvena frekvencija fs (ciklisp.k)Čvrstoća naVRSTA TLA pritisak o 2 (N/cm )(Vrijednosti izmjerene upotrebom osrilatora)s1 ,83 m treseta iznad pijeska .a,12,5-Rastresit nasip sa srednjom veličinom pijeska19,210,5Gusto zbijen nasip od pepela21,316,0Gusto zbijen nasip od ilovačastog pijeska21,719,0Vlažna glina23,827,0Zbijen ravnomjerni srednje veličine pijesak24,132,5Ravnomjerni krupan pijesak ..26,243,5Gusto zbijen neravnomjerni pijesak26,749,0. Zbijeni Šljunak , -,„, ,„а"Е="""'28,149,0Krečnjak30-Tvrdi рјебсаг : "34-

nasute brane Hidroelektrane Rama, u Kovačevu polju (Bosna i Hercegovina).

Veoma teško je odrediti masu vibrirajućeg tla ispod temelja ( w ) radi čega se danas više koriste eksperimentalne metode za određivanje sopstvenih frekvencija tla, objekta, ili objekta i tla. Vibracije se izazivaju pomoću dva ekscentrično postavljena diska, koja se obrću u suprotnim smjerovima i moguća je promjena njihovih brzina obrtaja. U cilju utvrđivanja sopstvenih frekvencija tla već 1933. godine započeta su eksperimentalna ispitivanja koja su pokazala da će kod vertikalnog udara na tlo ono u neposrednoj blizini vertikalno oscilirati. Na bazi obavljenih ispitivanja određene su frekvencije raznih vrsta tla iz kojih se generalno može zaključiti d a j e kod većih frekvencija veća i nosivost tla. Eksperimenti su pokazali da su pijesci ravnomjernog sastava najosjetljiviji na vibracije. Dobro granuliran i zasićen pijesak je usljed vibriranja jako izložen slijeganju. Utvrđeno je da na zbijene gline vibracije praktično nemaju uticaja (tabela 39.1.). 39.3. APSORPCIJA VIBRACIJA Između 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 mašine, uzimana težina bloka jednaka ili veća težini mašina. Ovo je prihvatljivo kod mašina koje ne proizvode velike sile u debalansiranju. Međutim, u slučaju velikih udarnih čekića, presa ili velikih naizmjeničnih mašina nije moguće vibracije apsorbovati temeljnim blokom. Također, veliki i teški temeljni blokovi su nepraktični, posebno ako je limitiran prostor. U ovome slučaju apsorpcija vibracija može se izvesti posebnim načinom montaže, gdje su ovi temeljni blokovi odvojeni i na posebnim amortizirajućim ležištima, kojima je omogućen pristub. Tipovi antivibracija generalno uključuju slijedeće: a) Ploče od pluta i gumeni jastuci. Ovo odgovara za mašine koje ne proizvode šokove i velike amplitude u vibracijama i gdje intenzitet opterećenja na ploče i gumene tepihe nije velik, tako da materijal ne postaje tvrd pod pritiskom.

�6027528

SI. 39.4. Tipovi gumenih antivibrirajućih elemenata i njihova ugradnja: tip sa gumenim čavlima (a), gumena rebra (b), metalno - gumeni sendvič Temeljenje(c), gumeno — metalne opruge 574 ugrađene u peterospratnu zgradu ispod koje je podzemna željeznica (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdje je: gumeni čavli poredani sa obje strane (1), gumena rebra poredana okomito jedno na drugo (2), postolje nuišine (3), spoj

Temeljenje

586

gumeni amortizeri (7), armiran- betonski nosači (8), zidovi podzemne željeznice (9). XIII Specifične metode temeljenja


b) Umeci gumenih tepiha. Oni se projektuju za teže mašine kao što su kompresori, snažni čekići, prese i generatori. Obično su to gumene ploče sa gumenim ispupčenjima —ekserima sa obje strane ploče (sl.39.4.a), koje se mogu opteretiti sa 36 kN/m2, a teže gumene ploče, tipa gumenih međusobno okomitih traka, mogu se opteretiti do 430 kN/m2 (sl.39.4.-b, Tomlinson i Boorman, 1995). c) Gumeno metalni sendvič (sl.39.4.-c). Koristi se za direktnu vezu između mašine i betona ili metalne podloge. Sastoji se od različitih metalnih delova, kao što su plate, ugaonice, podloge i si. kojima se obavije gumeni blok. Ovakva podloga projektuje se za nosivost do 300 kN, pri frekvenciji od 2,8 Hz. Ovakve antivibracione instalacije ugrađene su u peterospratni objekt (sl.39.4.-d), da bi se zaštitio od buke podzemne željeznice i koštale su 5% od ukupne cijene objekta (VValler, 1966; Tomlinson i Boorman, 1995). d) Lisnate opruge. U prošlosti su korištene za udarne čekiće, kao što je npr. bio čekić za izradu potkovica u Bileći, ali su danas zamijenjene gumenim umecima. Udarci teških čekića izazivaju znatne vibracije bloka nakovanja ili baze gdje je montiran antivibracioni sistem. U ovome slučaju moguće je da ima potrebe izvesti amortizaciju i u horizontalnoj i/ili vertikalnoj poziciji između nakovnja i baze ili između baze i okolne obložne konstrukcije unutar koje je smješten nakovanj, odvojen od okolnog tla. Ovi amortizeri su obično hidraulički, gdje pokreti klipa pritišću ulje u cilindru kroz mali otvor. Energija se apsorbuje kompresijom i toplotom u ulju. Praktično je da se ostavi dovoljan zračni i komunikacioni prostor između temeljnog bloka teškog čekića i obložene jame u kojoj je smješten ovaj blok. 39.4. SEIZMIČKO OPTEREĆENJE TLA Zemljotresi su jedna od manifestacija tektonske aktivnosti koja je prouzrokovana dubokim procesima u Zemljinoj kori. Postoji više pretpostavki o njihovom nastajanju, a jedna od njih je da su ti procesi uslovljeni transformacijom velikih količina energije. Oni se na površini Zemlje manifestiraju u vidu mehaničkih pokreta i pojave potresa. Mehanizam nastajanja potresa zasniva se na raskidanju kontinuiteta materije Zemljine kore i relativnom pomjeranju njenih delova. Mjesto na kome dolazi do raskida ili smicanja nazivamo žarištem, žižom ili hipocentrom zemljotresa. Jačinu potresa u njegovom žarištu označavamo magnitudom M. Projekciju hipocentra na Zemljinu površinu nazivamo epicentrom. U zavisnosti od dubine žarišta h istoj magnitudi mogu pripasti različiti stubnjevi intenziteta potresa na površini Zemlje In. Odnos između magnitude M i stubnja intenziteta u epicentru Io pri različitim dubinama žarišta može se dobiti iz empirijske formule: /0 = l,5M-3,51og/z + 3 . (39.6.) Seizmički talasi nastaju oslobađanjem energije u žarištu, a oni se šire po cijeloj Zemljinoj kugli u obliku elastičnih talasa. Do površine Zemlje dospijevaju raznovrsni talasi koji se razlikuju po karakterističnim osobinama širenja kroz razne vrste tla. Brzina širenja ovih talasa na površini je različita i ovisi o vrsti tla. Kreću se od 5,6 km/s kod granita do 0,3 km/s kod nasutih materijala. Razlikuju se podužni, poprečni i površinski seizmički talasi. Vibraciona kretanja tla registruju se pomoću seizmografa, a ubrzanja ovih kretanja pomoću akcelerografa, kao i drugim instrumentima kojima se mjere uglovi nagiba i drugi podaci. Seizmičke skale primjenjuju se za određivanje intenziteta zemljotresa. Skale poretkom postubne gradacije opisuju po stepenima pojave koje se dešavaju na Zemlji kao pomjeranje predmeta, oštećenja ili rušenja objekta od raznih materijala, trajne deformacije tla, promjene režima vode, pomjeranja i otvaranja pukotina na površinskim slojevima zemlje, ponašanja ljudi i životinja itd. Postoji više vrsta skala, a najviše se koristi MCSMercalli-Cancani Sieberg (Merkali-Kankani-Ziberg) sa 12 stepeni, koja prema pojavama na Zemlji definira stepene. Preporučuje se i podjela potresa prema veličini magnitude M sa pokazateljima intenziteta sile zemljotresa od 0 do 8,5 (Rihterova skala). Snaga ili jačina zemljotresa razvrstana je u pet grupa, koje su povezane korelacijom sa stepenima Mercallijeve skale. Inženjersko-geološke hidrogeološke i tektonske osobine područja namijenjenog izgradnji predstavljaju osnov za defmisanje stepena opasnosti od zemljotresa. Pojedinim pravilnicima obično su ustanovljene seizmičke oblasti i stepen njihove seizmičnosti. Međutim, za pojedina mjesta ili za velika gradilišta provodi se seizmička mikrorejonizacija kojom se, u odnosu na osobine tla, mogu povećati ili smanjiti historijski dobiveni stepeni seizmičnosti. Medvedev je brojnim primjerima kvantitativno ocijenio uticaj vrste tla i nivoa podzemne vode na osnovni stepen seizmičnosti, tako da je dobio ukupni prirast seizmičnosti (N) koji se dodaje osnovnom stepenu intenziteta: /,. = I 0 + N (39.7.) Na osnovu razrađenih šema vrste tla i nivoa podzemne vode može se zaključiti da do povećanja stepena seizmičnosti dolazi: 574

Temeljenje

Temeljenje

587



> sa porastom nivoa podzemne vode, kod pjeskovitih glina; > kod prelaza sa stjenovitog tla na glinovita, pjeskovila, nasuta i ručevita tla; ako je nivo podzemne vode od površine tla manji od 10,0 m, posebno kod pjeskovito-glinovitih, a manje u šljunčanim materijalima; na nagnutim i ručevitim površinama. > Intenzitet oscilacija na površini terena pri prelasku iz čvrstih stijena u gornju rastresitu zonu zavisi od fizičkih osobina i jedne i druge zone, a i o debljini rastresitog pokrivača. Debele naslage krupnog i homogenog šljunka apsorbuju seizmičke valove, te je intenzitet potresa na površini manji. Moćne naslage šljunka (100 m) otpornije su na zemljotrese nego stjenovito tlo. Međutim, intenzitet potresa na površini raste, ako je ta debljina neznatna (4-5 m). Pomjeranja tla koja se dešavaju prilikom zemljotresa, odnosno usljed seizmičkih opterećenja, teško se mogu matematski definisati. Prije je mnogo upotrebljavana statička teorija koju je razradio japanski naučnik Omori, dok se danas više koriste dinamičke metode proračuna. Prema statičkoj teoriji inercijalna sila, koja nastaje u ma kom elementu konstrukcije, bit će jednaka proizvodu njegove mase (m) i ubrzanja (a), tj: Q S=m-a,am = —, (39.8.) 8 pri čemu je: Q - težina konstrukcije; g - ubrzanje sile teže; а K =— koeficijent seizmičnosti, te je seizmička sila: 8 S = K c Q\ (39.9.) >

Dinamičke metode proračuna zasnovane su na vibriranju sistema sa jednim, dva ili više stepena slobode, usljed pomjeranja temelja i tla ispod njega. Svi objekti koji se grade u oblastima izloženim zemljotresu moraju se računati na seizmička opterećenja. Kod izvjesnih objekata moraju se pored seizmičkih sila uzeti i seizmički pritisci vode ili tla. Kod aktivnog i pasivnog otpora tla veličinu seizmičkog pritiska rastresitog tla možemo odrediti prema obrascu (Korčinski, 1964): a q c = ( l + 2K c t g(p )P B , (39.10.) ,q r = (\ - 2K r t g
aktivni odnosno pasivni pritisak tla, bez uračunatog seizmičkog delovanja;

574

Temeljenje

Temeljenje

588


ХШ Specifične metode temeljenja

Kc-

koeficijent seizmičnosti, ovisan o stepenu seizmičnosti područja; Фugao unutarnjeg trenja tla. Koeficijent seizmičkog aktivnog pritiska tla može se odrediti i iz formule (Dembicki, 1982):

+ k„

aKS COSO) ,

(39.11.) gdje je: k

a-~~ '

koeficijent seizmičnosti, u kojem je j-seizmičko ubrzanje,

g - Zemljino ubrzanje, 0)- arct gk a . Krajem 1988. godine Savezni zavod za standardizaciju (1987) propisao je: "Pravilnik o tehničkim normativima za projektovanje i proračun inženjerskih objekata u seizmičkim područjima", koji je još bio u nacrtu i iz kojeg se prezentiraju neki dijelovi, što se odnose na potporne zidove i Uopšteno temelje nekih objekata. Neki elementi u ovome nacrtu Pravilnika, koji je savremen, razlikuju se od onih u Propisima za aseizmičko građenje. Prema ovome nacrtu Pravilnika svi se objekti svrstavaju u dvije kategorije (tabela 39.2.) Kategorija tla određuje se prema tabeli 39.3., na osnovu geotehničkih ispitivanja terena, inženjerskogeoloških i hidrogeoloških podataka, geofizičkih i drugih ispitivanja.

Tabela Kategorije tlaKaraklenslični profil \\aIStjenovita 39.3. i Kategorizacija inženjerskih polustjenovita tla (kristalaste stijene, škriljci, karbonatne objekata objektaт Tabela Kategorija stijene, krečnjak, laporac, dobro cementirani konglomerati i i uueia jv.z. 39.2. slično). Dobro objekti zbijena mstahsane i tvrda tla snage debljine manje od 60 m, Vrsta objektaVan kategorijeEnergetski preko 150 MW; visoke brane (svih tipova po konstrukciji i materijalu); od stabilnih naslaga šljunka, pijeska tvrde gline iznad industrijski dimnjaci visine H>120 m; rashladni tornjevi visine H>80m/s.IIZbijena i čvrste geološke formacije, gdje vs>800 m; vodotornjevi i drugi rezervoari kapaciteta Qv>2000 m3je ; mostovi i vijadukti raspona L>50 polutvrda m, ili visine Н>30 zbijena m; nasipii tvrda tla debljine veće tla,stupova kao i dobro saobraćajnica visine H_20 m; potporni zidovi visine H>20 rn; objekti 60 m,(složene od stabilnih naslaga šljunka, složenih konstrukcionihod sistema konstrukcije, odnosnopijeska i tvrde gline preko geološke formacije, gdje je: 200
589

Temeljenje

Temeljenje

581



Seizmički proračun konstrukcije provodi se metodom spektralnc analize ili metodom dinamičke analize. Veličina projektnih seizmičkih sila metodom spektralne analize izračunava se iz izraza: ______________________ ' ~ ""^ (39.12.)

S i k = K s -P t

-riik

-џ-вк

Aktivni pritisak se određuje prema datim formulama, samo se umjesto K uzima aKs.

590

Temeljenje

Temeljenje

581

39. Dinamički optereć


gdje je: K s =■

591

Temeljenje

Temeljenje

581

39. Dinamički optereć


koeficijent seizmičkog intenziteta;

592

Temeljenje

Temeljenje

581


XIII Specifične metode temeljenja %

( g) -

maksimalno ubrzanje tla na terenu objekta za delovanje projektovanog zemljotresa za pojavu jedan put u 100 god.(Zi) i jedan put u 1000 god. (Z_), izraženo u dijelovima Zemljinog ubrzanja - gravitacije (g); Ako za lokaciju ne postoje detaljna proučavanja seizmičnosti, onda se

v

usvaja na osnovu za:0
в(АГ4 )Гз-1

seizmološke karte iz tabele 39.4.

Maksimalno Tabela ubrzanje tla STEPEN PROJEKTNE SEIZMIČNOSTI 39.4. MCS SKALEХтахVII0,10VIII0,20ix0.40

Џ р - faktor duktilnosti konstrukije tabela 39.5. za:T0
s

) ~J;

}

(39.13.)

2

za:T,>Ts: Д- = а(А7}) з . Parametar a i periodi To i Ts, zavise od kategorije tla i date su u tabeli 39.6. Parametar a, T0 i Ts Tabela 39.6.

Kategorija tla

a

.....Тм> ..

Ts(s)

I П Ш

0,20 0,25 0,30

0.10 0,15 0,20

0,35 0,55 0,85 X v-

Koeficijent prigušenja (A), redukcije (цг) i duktilnosti ( Џ p ) Tabela Red brojVrsta konstrukcije i ugrađenih materijalaKoeficijent39.5. prigušenja (X)Koeficijent redukcije (у)Propisani lakloi duktilnosti

Zemljotres "У.ГZcmliotics1Nadzemne čelične i armirano -betonske konstrukcije; rarnovskih i ^rednih sistema0,050,604,005,002-Nadzemne betonske i armirano--betonske konstrukcije sa nosivim zidovima0,070,654,005,003Nasuti objektikonstrukcije od zemlje i kamena0,100,703,004,004Djelomično ukopani objekti: objekti izloženi zemljanom pritisku0,150,752,503,005Podzemni obiekti0,200,802,002,50

Pi

rji k-

gdje je:

Uikj i

- koeficijent dinamičnosti, koji se proračunava iz spektralnih krivi koeficijenata dinamičnosti iz dijagrama u Pravilniku ili iz izraza:

582

Temeljenje

koeficijent prigušenja; koeficijent redukcije; i faktor duktilnosti, ovisi o tipu konstrukcije i ugrađenih materijala (tabela 39-5.);

c



koeficijent ovisan od oblika sopstvenih oscilacija konstrukcije, te se za svaki pojedini oblik oscilovanja (i = 1,2,3.) komponentame vrijednosti (г\ &) određuju iz izraza koji ovise da li je tro, dvo ili jednodimenzionalan problem (vidjeti Pravilnik). Naprimjer, za dvodimenzionalan problem bio bi izraz: (j=l,2); Ujkx*0; Uik_*0; Uiky=0; ccikJ#0.

Žî^-cos(a,:J ikj i

(39.14.) ikj

projekcija normalizovanog vektora (Uik) "i" tog tona oscilovanja u tački "k" na tri ortogonalne koordinate ose х, z i у, (j=l,2,3); vektor seizmičkog delovanja koji djeluje u proizvoljnom pravcu; ,{рс COS (Uj'Kj, Uo) kosinus ugla između vektora seizmičkog delovanja (Хј0) i projekcije normalizovanog vektora ""i " - tog tona јкЈ

'

'

'

'

~ Ti,m

,,li,ni„

583

J=


XIII Specifične metode temeljenja__________________________________________________________________________ oscilovanja u tački k (Ujkj), j=l,2,3 ortogonalna pravca; GK - težina konstrukcije.

(odnosno j=l,2

za dvodimenzionalan problem) u tri

Dinamičke analize vrše se radi utvrđivanja ponašanja konstrukcije objekta u elastičnom i neelastičnom području rada za vremenske historije ubrzanja tla očekivanih zemljotresa na lokaciji objekta (vidjeti Pravilnik).

595

Temeljenje

Temeljenje

585


XIII Specifične metode temeljenja__________________________________________________________________________

" 12

3 + 2tg/3

21 + 16*gj8 „ 48

596

s

7

з

'

Temeljenje

Temeljenje

585


XIII Specifične metode temeljenja__________________________________________________________________________

(39.17.)

(39.18.) 39.4.2. AKTIVNI I PASIVNI SEIZMIČKI PRITISAK TLA

R( y , P ) =

Kod proračuna seizmičke stabilnosti inženjerskih objekata koji ograđuju (pregrađuju) neku sredinu ispunjenu vodom ili drugim fluidom, ili se nalaze u takvoj sredini (brane, zidovi rezervoara, kejski zidovi, gdje je: a -у (m) h(m) P(°)-

pristanišni objekti, stubovi mostova u vodi i drugi hidrotehnički objekti), pored inercijalnih seizmičkih sila treba uzeti u obzir i dopunski hidrodinamički pritisak (sisanje) fluida koji se superponira sa hidrostatičkim pritiskom. Ovo poglavlje obrađeno je u navedenom Pravilniku. Kod proračuna seizmičke stabilnosti inženjerskih objekata koji su delomično ili potpuno ukopani u tlo (potporni zidovi, pristanišni objekti, tuneli i drugi podzemni objekti), pored seizmičkih inercijalnih sila od sopstvene težine objekta, mora se uzeti u obzir i dopunski, aktivni ili pasivni seizmički pritisak tla. Vektor seizmičkog ubrzanja sistema "objekat - osnova " ima horizontalan pravac, pri određivanju seizmičkog pritiska tla za objekte tipa potpornih zidova, a vertikalan pravac pri određivanju seizmičkog pritiska tla za krovnu konstrukciju podzemnih objekata. Uopšteno, seizmički aktivni pritisak tla na objekte može biti za slučaj (i) kada nije nastubilo i (ii) kada je nastubilo stanje granične ranoteže, tj. kada su nastubile elastične, odnosno plastične deformacije tla. Seizmički pasivni pritisak tla u sistemu objekat-osnova može nastubiti samo u stanju granične ravnoteže, odnosno stanju plastičnih deformacija. l-

tgf3,

(39.19.) K

+

+3 h j

indeks koji označava seizmički pritisak; geometrijska koordinata (si. 39.5.); ukupna visina nasipa terena neposredno iza potpornog zida; ugao nagiba terena iza zida; yz (kg/m3) - zapreminska masa tla; Pa(y)(kPa)- intenzitet aktivnog seizmičkog pritiska na posmatranom nivou nasipa (у); Ра (kN/m) - rezultanta aktivnog seizmičkog pritiska; h' (m) krak (položaj) rezultante u odnosu na osu х: Ma (kNm/m)- napadni moment savijanja u najnižem presjeku potpornog zida (nivo у = h); R(y,P) bezdimenzionalna funkcija koja je definisana slijedećim izrazom (tabela 39.7.): a

) 9 +— f■ R( y . n ) = \

( у )

J4 1)

2

+

A

5

t gP- \ ^

+

( A

t gpH

(39.20.)

------2

tla za slučaj elastičnih Pravilniku (1988), iz izraza (sl.39.5.):

Aktivni seizmički pritisak

deformacija

nastaje prije stanja granične ravnoteže i dobije se prema

(39.15.) (39.16.)

597

Temeljenje

Temeljenje

585


XIII Specifične metode temeljenja__________________________________________________________________________ P

a

( y)

= K

s

¥

-

y ;

h R

{y,P)

koeficijent redukcije t|/=o,75 (tabela 39.5.). Na ovaj način određen seizmički pritisak samo je dio ukupnog aktivnog pritiska, koji je posljedica seizmičkog delovanja, te je kod kontrole stabilnosti potrebno dodati uticaj delovanja aktivnog statičkog pritiska tla na potpornu konstrukciju. \џ-

598

Temeljenje

Temeljenje

585



Vektor seizmičkog djelovanja Sl.39.5. Potporni zid (a), sa dijagramom aktivnog seizmičkog pritiska (b). Bezdimenzionalna funkcija R(y,/3) Tabela 39.7. y/h Ј. >^

^f:6°' 0.00 0.10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0.80 0.90 1,00

w

15°

20°

25°

45°

1,0000

1,1763

1,2679

1,3640

1,4663

1,5774

2,0000

0,9450

1,1037

1,1862

1,2726

1,3647

1,4646

1,8450

0,9200

1,0611

1,1344

1,2112

1,2930

1,3819

1,7200

0,9100

1,0334

1,0976

1,1648

1,2364

1,3141

1,6100

0,9000

1,0058

1,0608

1,1184

1,1798

1,2464

1,5000

0,8750

0,9632

1,0090

1,0570

1,1082

1,1637

13750

0,8200

0,8905

0,9272

0,9656

1,0065

1,0509

1,2200

0,7200

0,7729

0,8004

0,8292

0,8599

0,8932

1,0200

0,5600

0,5953

0,6136

0,6328

0,6533

0,6755

0.7600

03250

0,3426

0,3518

0,3614

0,3716

0,3827

0,4250

0,0000

0,0000

0,0000

0,0000

0,0000

0,0000

0,0000

2) Kod potpornih konstrukcija, kada je nastubilo granično stanje ravnoteže i plastične deformacije u tlu, aktivni pritisak tla izražava se kao ukupni pritisak tla nastao u toku delovanja zemljotresa. Intenzitet aktivnog seizmičkog pritiska tla (pa) i rezultante aktivnog seizmičkog pritiska tla (Pa), koji djeluje na dubini (h) određuje se, prema Pravilniku (1988), iz slijedećih izraza (sl.39.6.). (39.21.) Pa=YZ

Л ;=|- А ;

H

-C a (39.22.)

K

=

H

-K=\

H

(39.23.)

pa(kN/mz)Pa(kN/m)-C a -

C'=-

Vektor seizmičkog delovanja

Temeljenje

586

599



Sl.39.6. Ukupni aktivni pritisak tla na zid (a) sa dijagramom opterećenja (b), u toku delovanja zemljotresa.

gdje je: intenzitet ukupnog aktivnog seizmičkog pritiska tla na dubini (h); sumarna sila (rezultanta) ukupnog aktivnog seizmičkog pritiska tla za dubinu (h); koeficijent ukupnog aktivnog seizmičkog pritiska tla, definisan slijedećim izrazom: С О ${ Ф -~а- В )

1+ C O S 9 C O £ A C O S &+ S +6) coâ-j8)cos<*+
-(39.24.)

Međutim, prethodni obrazac za koeficijent (Ca) ne može se koristiti kada je (« + 5 + 0 ) > 9 O ° . Temeljenje

Temeljenje

586

600

XIII Specifične metode temeljenja 39. Dinamički opterećeni temelji

SI. 39.7. Ukupni pasivni pritisak tla na zid (a), sa dijagramom opterećenja (b), u toku djelovanja zemljotresa. Isto tako, kada je (ф — /3 — в ) < 0 , onda se pri određivanju koeficijenta (Ca) uzima da je: ( ф - ј 3 - в ) = 0 . 3 Y (kg/m ) - zapreminska masa tla iza potpornog zida; h(m) dubina tla od gornje ivice zida do nivoa za koji se određuje ukupni aktivni seizmički pritisak; h (m) položaj sumarne sile (rezultante) P a u odnosu na gornju ivicu zida; a(°)ugao nagiba površine zida uz tlo (nasip) u odnosu na vertikalu; (3(°) ugao nagiba terena (nasipa) iza zida u odnosu na horizontalu; ф(°) ugao unutrašnjeg trenja tla (nasipa) iza zida; б(°) ugao trenja između tla (nasipa) i površine zida; 1 2 <5 = - Ф ili б = —Ф . 2 3 Na slici 39.6 strelice označavaju pozitivan smjer uglova a, (3 i б. 9(°) ugao čiji je tangens jednak vrijednosti (ks-i|i): =arc (39.25.) Kskoeficijent seizmičkog intenziteta za horizontalan pravac (jedn.39.12.) Ц! koeficijent redukcije =0,75 (tabela 39.5.). 3) Pasivni pritisak tla određuje se samo za slučaj kada je nastubilo stanje granične ravnoteže i plastičnih deformacija tla. Ovako izračunat pasivni pritisak tla predstavlja ukupni pasivni pritisak tla u toku delovanja zemljotresa (si.39.7.). Intenzitet pasivnog seizmičkog pritiska tla (p p), kao i sumarna sila (rezultanta) ukupnog pasivnog seizmičkog pritiska tla (P p), na dubini (h), određuje se iz izraza: ______________ z

a

e

[tg(k,-v)],

P

P

P,=Y =Y th- C

P

P =\ Y

h

>~ h ;

z

h

2

-C

А;

h - C

p

\

7

p

1

= Л - А ; ЛА P

601

z

(39.26.)

p

Temeljenje

P

=- rj Y z

h

-

C

p\

09.21.)

Temeljenje

589


(39.28.) gdje je: pp(kN/m ) - intenzitet pasivnog seizmičkog pritiska na dubini (h);

cosf? cos acos^n со8 (Ф+а-0) sin(<Š>+rS)sin(<Š>

(39.29.)

2

б - в)

2

в >

+f j - e)

cos(a -

p)cospi - б - 9)

Međutim, prethodni izraz za koeficijent (C p) ne može se koristiti kada je: (Ф + P - в ) < 0, odnosno kada je: (ф + јЗ). (kg/m3) - zapreminska masa tla (nasipa) iza potpornog zida; h(m) dubina tla (nasipa) od gornje ivice zida do nivoa za koji se određuje ukupni pasivni seizmički pritisak: h' (m )— položaj sumarne sile (rezultante) Pp u odnosu na gornju ivicu zida; oc(°) ugao nagiba površine zida uz nasip u odnosu na vertikalu; јЗ(°) ugao nagiba terena (nasipa) iza zida u odnosu na horizontalu; ф(°) ugao unutrašnjeg trenja tla (nasipa) iza zida; б(°) ugao trenja između tla (nasipa) i površine zida; 1 2 Y

z

б =-Ф.

<5 = - Ф ili 2 3 Na slici 39.7. strelice označavaju pozitivan smjer uglova a, (3 i б. 8(°) - ugao čiji je tangens jednak vrijednosti (Ks\|/): )]; (39.30.) г K£ - koeficijent seizmičkog intenziteta za horizontalan pravac (jedn. 39.12.) koeficijent redukcije \j/=0,75 (tabela 39.5.). Ako postoji mogućnost pojave podzemne vode u nasipu iza potpornog zida, mora se uzeti u obzir uticaj podzemne vode pri izračunavanju seizmičnog inercijalnog pritiska da. Prisustvo podzemne vode u porama nasipa iza potpornog zida utječe na povećanje seizmičkog aktivnog i pasivnog pritiska tla. Izračunavanje zapreminske mase vodom zasićenog tla vrši se prema izrazu:

в = arc[tg(К ■ Ц)

у

\џ -

'*=Гг+Шу"'

"

(39 3L)

gdje je:

Y

3 г (kg/m )- zapreminska masa suhog tla;

n-

Y j'z

poroznost tla u procentima (%); 3 w (kg/m )- specifična masa podzemne vode;

(kg/m3)- zapreminska masa vodom zasićenog tla.

40.

SAVREMENE METODE IZRADE PODZEMNIH KONSTRUKCIJA

40.1. UOPŠTENO O PODZEMNIM KONSTRUKCIJAMA Posljednjih pedeset godina nastubila je prava revolucija u izvođenju dubokog temeljenja, dubokih građevinskih jama i Uopšteno u izvođenju raznih podzemnih konstrukcija i ojačanja tla sa površine terena. Prvobitnu je značajnu ulogu odigrao razvoj bušenih šipova, pojedinačno nosivih ili izvedenih u vidu nosivog i/ili

602

Temeljenje

Temeljenje

589


vodonepropusnog ekrana od zasječenih ili na dodir izvedenih betonskih i/ili armirano-betonskih šipova (vidjeti tačku 30.2.4.). . Nedugo zatim pojavile su se vodonepropusne i nosive kontinulne betonske ili armirano-betonske dijafragme. Upotreba dijafragmi posebno je napredovala upotrebom bentonitske isplake i razvojem sve savršenijih strojeva za iskop tla. Ova nova tehnika iskopa bez razupiranja razvijena je na bazi iskustava stečenih kod dubokih bušenja. Poznato je da se bušotine velikog promjera i velikih dubina mogu izvesti u sipkim materijalima bez zacjevljenja, ako je bušotina ispunjena stalno vodom ili glinenom suspenzijom. Kasnije je ovo iskustvo primijenjeno i za iskop dubokih usjeka istom tehnikom bušenja, što je pokazalo da se vertikalne stijenke iskopa mogu održati u stanju ravnoteže samo primjenom hidrostatskog natpritiska bentonitske suspenzije (vidjeti tačku 33.1.5., 36.7. i 36.8.). Razvitkom raznih vrsti ankerisanja omogućeno je izvođenje vrlo dubokih i prostranih građevinskih jama bez razupiranja tako da su se potpuno nesmetano i visokomehanizovano mogli izvoditi objekti pod ovom sigurnom zaštitom (33.1.6, 38.). Razvojem grane injektiranja (vidjeti tačku 24.6. i 33.1.7.) omogućeno je kotvljenje velikih vlačnih sila kod dubokih ankera u rastresitom materijalu. Posljednjih deset godina razvijena je nova metoda injektiranja pomoću visokog vodnog pritiska ili metoda "mlaznog injektiranja" (Jet Grouting - Džet grouting), kao zamjena tradicionalnoj metodi konsolidacionog injektiranja. Poboljšanje zbijenosti pojedinih vrsta rahlog tla pomoću vibroflotacionog procesa poznato je od davnina. Danas su, međutim, usavršeni moćni strojevi i metode koje omogućuju brzo sabijanje tla, sa većom zonom delovanja. U prethodnim poglavljima obrazložene su metode izrade podzemnih konstrukcija i poboljšanja tla: (i) zamrzavanjem, (ii) elektroosmozom, injektiranjem (iv) šipovima i (v) dijafragmom, a ovdje se prezentiraju njihove novije savremene varijacije. 40.2. KONTINUALNE DIJAFRAGME

(iii)

Izrada i proračun kontinualne dijafragme sa klasičnom grabilicom za iskop već su opisani u prethodnim poglavljima. Taj klasičan iskop (i betoniranje) prikazan je na slici 40.1. radi usporedbe sa savremenim iskopom pomoću univerzalnog hidrauličkog rezača (frezera), za sve vrste tla (sl.40.2.).

Sl.40.1. Šema iskopa klasičnom grajferkom i betoniranja kontinualne dijafragme: organizaciona šema izvođenja parnih i neparnih lamela (a), grajferka za iskop (b), gdje je: bager sa grajferkom za iskop ( I ) , autocisterna za suspenziju (2), granične cijevi (3), kontraktor cijev (4), automješalica za beton (5), izbetonirana neparna lamela (6), spojnica na mjestu granične cijevi (7), iskopana parna lamela ispunjena bentonitskom suspenzijom (8).

Osnovni princip iskopa dijafragme pomoću hidrauličkog rezača je reverzibilni način rezanja (drobljenja) tla i stijenskog masiva uz pomoć bentonitske suspenzije (isplake), koja u zatvorenom krugu cirkulira od mjesta iskopa do stanice za regeneraciju i natrag. Pri ovome bentonitska suspenzija nosi sa sobom kroz cjevovod ф200 mm, izbušeni materijal do stanice za regeneraciju, gdje se prečišćava i vraća ponovno na mjesto iskopa u uvodnicu. Cirkulacija se ostvaruje sistemom snažnih pumpi koje se obično nalaze na udaljenosti maksimum 300,0 m od mjesta rada.

603

Temeljenje

Temeljenje

589


Sl.40.2. Tehnologija iskopa dijafragme na HE Mostar: hidraulički rezač sa vodilicom i bagerom (a), stanica za pripremu, pročišćavan/e i regeneraciju bentonitske suspenzije (b), hidrorezač u radu (c), gdje je: hidraulički rezač sa vodilicom (1), hidraulički bager 265 kW (2), pogonski točkovi (3), hidraulička pumpa unutar tijela rezača (4), vodilica (5), sita (6), bazen sa isplakom (7), mješači za suspenziju (8), pumpa (9), cjevovod ф200 mm (10), dijafragma - parna 3,10-8,0 m, a neparna 3,10 m (lij, (Kapić, Šimnic, 1986). XIII Specifične metode temeljenja

604

Temeljenje

Temeljenje

589

40. Suvremene metode izrade podzemnih konstrukcija

U sklopu stanice za pripremu pročišćavanje i regeneraciju nalaze se i mikseri za pripremu bentonitske suspenzije, bazeni za rezervnu suspenziju, sita za grubo i hidrocikloni za fino pročišćavanje suspenzije. Ovako prečišćenoj suspenziji dodaje se nova svježa suspenzija i tako regenirana transportuje u bazene, a odatle cijevima ф2оо mm vraća u uvodnicu na mjesto iskopa. Ovakav hidraulički rezač koristio se za izradu dijafragme na Hidroelektrani Mostar (Kapić i Šimnic, 1986.), predviđen za dubine do 100,0 m. Ovim rezačem izvođeni su dijelovi dijafragme na Hidroelektrani dubine do 55,0 m, u konglomeratima, sa prosječnim učinkom od 8,0 m 2/h. Hidraulički rezač tipa НПЖО MILL K 3 L (sl.40.2.) konstruisan je za tvrde i srednje tvrde stijene, a na ovoj Hidroelektrani bio je pogodan za rad u čvrstim konglomeratima i aluvijumu sa samcima. Rezač je pogonjen sa dva snažna hidraulička motora, što pomoću lanca pokreću dva para točkova, koja na sebi imaju zube sa ugrađenim vidija (vvidia) ulošcima. U tijelu rezača smještene su dvije hidrauličke pumpe, kapaciteta 13 m 3/min, koje su transportovale zdrobljeni materijal i isplaku u stanicu za prečišćavanje. Dužina hidrauličkog rezača je 3,10 m, a širina iskopa 0,62 m, a ona se može povećati do 1,20 m. Iznad rezača je vodilica, visine 11,0 m, koja osigurava vertikalnost dijafragme. Ukupna težina rezača i vodilice je 24 tone. Hidraulički bager (C 90) težak je 100 t i prilagođen je za rad sa hidrauličkim rezačem, ali i po potrebi i za ostale priključne alatke. Stanica za pripremu, pročišćavanje i regeneraciju bentonitske suspenzije je najvažnija u sistemu iskopa vertikalnog šlica (sl.40.2.-b). Isplaka sa iskopnim materijalom doprema se cjevovodom ф200 mm na dvostruko vibrirajuća sita, a na taj način se odvoji oko 80% iskopnog materijala iz suspenzije. Preostali fini materijal odvoji se pomoću dva hidrociklona centrifugiranjem. Ovako prečišćenoj isplaki dodaje se u rezervoar dodatna nova bentonitska suspenzija radi njenog regeneriranja. Sve faze u stanici obavijaju se automatski i sinhronizovano pomoću sistema pumpi ukupne snage 226 kW. 40.3. INJEKTIRANJE POMOĆU VISOKOG VODNOG PRITISKA Posljednjih godina u svijetu se primjenjuje nova metoda za konsolidaciju tla i izradu tankih zavjesa u pjeskovitom tlu, što zavređuje pažnju. U osnovi ova metoda sastoji se u kombinovanom postubku rezanja tla pod visokim pritiskom (40,0-60,0 MPa) i injektiranja cementnim ili cementno-glineno-bentonitskim smjesama (Jet Grouting-Džet grouting - mlazno injektiranje). Ovaj princip izrade vodozaptivnih zavjesa prvi put je primijenjen i patentiran u Japanu. Opiti su pokazali da se ovom metodom dobiju zavjese debljine 12-15 cm u pjeskovitom tlu, čvrstoće od 0,05 do 0,50 MPa. U sadašnje vrijeme primjenjuje se do dubine 20,0 m, a pojedini autori ukazuju na mogućnost njene primjene i do 45,0 m (Adamović, 1980). Ovisno o sastavu injekcione smjese i vrsti tla, čvrstoća zainjektiranog tla kreće se do 15,0 MPa, a koeficijent filtracije ostvaruje se od IO" 7 do IO"8 cm/s. Tehnologija izrade ovog tipa tanke zavjese sastoji se u izradi bušotina dijametra obično 112 mm, na rastojanjima 1,0-1,8 m, što ovisi o vrsti tla, koje se pune bentonitskom suspenzijom. U njih se spušta monitor koji se sastoji od tri mlaznice, a one na kraju imaju horizontalan završetak (si.40.3.). Dvije mlaznice služe za dovod vode i zraka, a one obrazuje vodno-vazdušnu struju, koja pod velikim pritiskom razrahljuje tlo. Preko treće mlaznice, niže za 17 cm od prethodne dvije, injektira se predviđenim injekcionim smjesama. Isprani materijal i bentonitska suspenzija biva potisnuta preko susjedne bušotine u uvodni kanal. Neki primjeri izvedenih zavjesa ukazuju da se utrošak injekcione smjese kreće od 150 do 190 Z/min. Ovom metodom je u 1973. godini izvedeno u Japanu preko 20.000 m2 zavjesa na raznim objektima.

605

Temeljenje

595

Temeljenje

Sl.40.3. Princip izrade tanke zavjese metodom injektiranja pomoću visokog pritiska, po fazama: bušenje (a), postavljanje monitora (b) i rastresanje tla sa injektiranjem (c), (Selimović, 1985).

Osim navedene metode izrade tankih zavjesa u nevezanom tlu u razvoju je ojačavanje tla u obliku šipa većeg dijametra, pomoću visokog vodno-zračnog pritiska (Yahiro, Japan). Ovaj metod izrade šipa stubno-rotirajućim mlazom zasnovan je na slijedećem postubku: prvo se izbuši probna bušotina promjera između 150 i 200 mm, a zatim se kranom spušta monitor sa mlaznicama, dok ne dodirne dno bušotine. Na kraju se tri mlaznice aktiviraju i zarotiraju i istovremeno povlače prema gore, ranije regulisanom brzinom. Rezultat ove operacije je kružni šip koji može da bude i do 3,0 m promjera (si.40.4.). Efikasnost rada pomoću mlaza visokog pritiska umnogome ovisi o konstrukciji mlaznica. Radi toga se njihovom obliku i razvoju pridaje posebna pažnja. 40.4. SABIJANJE TLA VTBROFLOTACIJOM Vibroflotacija se za sabijanje tla koristi od 1930. godine (Braja, 1995), a još je i danas aktuelna kod tanjih slojeva rastresitog granularnog tla. Za ovaj proces koristi se vibrator (vibroflot), dužine oko 2,0 m, koji je učvršćen na cijev, kojom se operiše sa posebnog samohodnog krana (sl.40.5.). Vibracioni uređaj ima unutar sebe ekscentrični teret kojim se izaziva centrifugalna sila. Na vrhu i dnu postoje mlaznice za izlaz vode pod pritiskom, kojima se naizmjenično razrahljuje tlo i sabija ubačeni granulirani materijal.

Sl.40.4. Šema ojačanja tla u vidu šipa metodom stupnog mlaza, po Sl.40.5. Stroj za vibroflotaciju sa fazama sabijanju i zonama fazama: početak bušenja (a), kraj bušenja (b), injektiranje djelovanja (Brown, 1977): vibrostroj u radu (a), faze rada (b), stupa rotiranjem (c), (Selimović, 1985). zona uticaja vibroflotacije (c), gdje je: valjak kompaktiranog materijala dodatog sa površine (A), valjak kompaktiranog materijala proizveden vibroflotirajućim sabijanjem (B), cijev vibratora (1), vibrator (2), samohodni kran (3), motor stroja (4), pumpa za vodu (5), buldožer za transport materijala (6), zona djelovanja vibrostroja (7), odstojanje mjesta vibroflotiranja (8).

©

®

©

U svijetu su stečena značajna iskustva u izradi tankih zavjesa i šipova metodom hidrauličkog mlaza pod velikim pritiskom. U Japanu je iskustvo pokazalo da se čvrstoće ojačanog tla mogu ostvariti između 3 i 15 MP-a kod zrnastog tla i od 1,0 do 5,0 MP kod tla sa kohezijom. Radi povećanja mehaničkih osobina očvrslog tla smjesama se dodaju ponekad i čelična vlakna ili dragi hemijski aditivi. O tehnologiji mlaznog rezanja tla i bušenja održan je i prvi međunarodni simpozij (V.Britanija, 1972), na kojem su dati i neki teoretski aspekti primjene ove nove metode u oblasti izgradnje hidrotehničkih objekata. Ovom metodom vrši se konsolidacija tla, posebno kod izrade kotvenog dijela ankera, kada se oprema može koristiti i u kosom položaju. Danas je poznato više vrsta tehnologija mlaznog injektiranja, koje se sve više usavršavaju. Proces sabijanja može se podijeliti u četiri faze (sl.40.5-b) i to:

a) Na dnu vibronaprave otvoren je dovod vode pod pritiskom, što omogućuje lakše prodiranje vibroflota u tlo. 606

Temeljenje

595

Temeljenje

b) Voda stvara povoljne uslove za sve dublje prodiranje vibroflota u tlo.

607

Temeljenje

595

Temeljenje

40. Savremene metode izrade podzemnih konstrukcija _______________________________________________________________________________________________________________________________________

50

a) Rastresiti granularni materijal sipa se sa vrha bušotine. Voda sa donjeg premješta se na gornji dio vibronaprave. Na ovaj način voda transportuje materijal u dno bušotine i popunjava stvoreni međuprostor.

b) Vibratorski uređaj postepeno se podiže (0,30 m) i drži vibrator kratko vrijeme na pojedinim mjestima, čime se kompaktira zona A i zona B (si.40.5.-b). Zona sabijanja (sl.40.5.-c) ovisi o jačini i tipu vibrouređaja a kreće se od 2,0-3,0 m. Povećanje jedinične težine i parametara čvrstoće te smanjenje slijeganja ovisi od više faktora, a najviše od granulometrijskog sastava tla i materijala koji se unosi u bušotinu. Izbor odstojanja mjesta za vibroflotaciju obično se vrši na bazi terenskih testiranja sa raznim odstojanjima bušotina. Standardnim penetracionim opitima ustanovljuje 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 tla, kako bi se smanjilo Sleganje tla usljed velikih opterećenja od objekata. Pored ojačanja tla injektiranjem, koje je prije opisno, granulirano tlo ojačava se, odnosno stabilizira krečom, cementom i lebdećim elektrofilterskim pepelom sastavljenim u osnovi od silike, aluminija i različitih oksida i alkalija. Miješanjem elektrofilterskog pepela iz Termoelektrane (TE Gacko) i silikatne prašine (Jajce) sa vodom dolazi do relativno brze reakcije, što je iskorišteno za pripremu novog veziva, koje je povoljno za injektiranje i stabilizaciju tla (Rogić, Selimović, Dasović, 1986).

40.5. OSMATRANJE TEMELJA NAFTNIH PLATFORMI Temeljenje naftnih platformi je veoma složeno i specifično zbog velikih dubina, visokih talasa, skupih istraživanja, velikog odnosa horizontalnih i vertikalnih sila, česte promjene sila - posebno horizontalnih, nepripremljenog tla za postavljanje gotove konstrukcije, problema erozije, potrebe brzog rada u svim fazama realizacije stalnog i strogog osmatranja ponašanja konstrukcije, itd. Zbog mogućih veoma ozbiljnih posljedica pri eventualnoj nesreći zahtijeva se cijelo vrijeme veoma pažljiva kontrola ponašanja platforme u svim fazama realizacije. Radi opšteg uvida u konstrukciju i temelje platforme i njenog obima osmatranja dat je na slici 40.6. njen šematski prikaz realiziranja u Norveškoj. Sl.40.6. Instrumentacija temelja naftne platforme za duža osmatranja: plima i oseka (I), inklinometar (2), naponi (3), akceleratori (4). trenje, zemljani pritisak i porni pritisak (5), dugogodišnja slijeganja (6), brzina vjetra (7), visina valova (8), pritisak tla na bazu (9), pritisak vode ispod baze (10), zemljani pritisak i porni pritisak na obodu ( U ) , porni pritisak (12), nivo balasta vode ili ulja (13), kesoni (14), balast pijeska (15), toranj (16), (Hjeldnes, 1992).

Temeljenje 598Temeljenje

608

100 m

41. Podzemni cjevovodi

41.

PODZEMNI CJEVOVODI

Podzemni i ukopani inženjerski objekti kao što su tuneli, podzemni cjevovodi, podzemne hidroelektrane, ukopani rezervoari, podzemna skladišta itd. izučavaju se i proračunavaju u posebnim inženjerskim disciplinama. Ovdje će se obraditi samo proračun plitkih i duboko ukopanih cjevovoda, uključujući i provjeru njihove seizmičke stabilnosti.

41.1.

PRITISAK NA PODZEMNE CJEVOVODE

Pritisak na podzemne cjevovode zavisi od: (i) mehaničkih osobina tla, (ii) širine i dubine iskopanog rova, (iii) načina oslanjanja cijevi na podlogu, (iv) zbijenosti materijala kojim se vrši zatrpavanje iznad cjevovoda,kao i o (v) dubini ukopavanja. Širina iskopanog rova je po pravilu uvijek veća od promjera cijevi. Česta je pojava da se kao ukupno opterećenje na cjevovod uzima samo težina tla sa širinom koja odgovara promjeru cijevi. Međutim, ako tlo pored i iznad cijevi ima manju zbijenost od one koju je imalo prije iskopa, što je najčešće slučaj, onda dolazi do kretanja mase nasipa po granicama iskopa, radi čega treba uzeti ovo povećano opterećenje na cijevi.

SI.41.1. Prikaz proračuna vertikalnih pritisaka na cjevovod:šematski prikaz sila u rovu sa cjevovodom (a) i dijagram vrijednosti koeficijenta C,i u ovisnosti H/b prema Martsonu (1910-1920), (Dolarević, 1987), gdje je: pijesak (A), glina (B), minimum (1) i maksimum (2) za pijesak, te minimum (3) i maksimum (4) za glinu.

Temeljenje

601



Proračun pritisaka tla na cjevovode u zavisnosti od širine i dubine iskopa može se provesti prema slici 41.1. Iz uslova ravnoteže prema slici 41.1. dobije se: W

(41.1.) W + dW + 2KA—tgdđh = W + Y - b - d h .

b

Rješenjem ove diferencijalne jednačine dobije se: WK

а

(41.4.)

лор=—ГЈ-,

gdje je: Ks - koeficijent sigurnosti, koji se uzima d a j e veći od 1,5; W = y- b

2

C

(41.2.)

d

Lf - koeficijent ovisan o načinu oslanjanja, koji je dat na slici 41.2. gdje je: ~OJl Cd =

2K tgS A

a =

2KAtg5 '

Za б

=( p

date su vrijednosti Cd u ovisnosti od odnosa H/b (S1.4I.l.-b), pri čemu krive 1 -4 odgovaraju:

1. K ■ tgS = 0,192 - minimum za pijeske, 2. K ■ tgS = 0,165 - maksimum za pijeske, 3. K ■ tgS = 0,13 - minimum za glinu, 4. K ■ tgS = 0,11 - maksimum za glinu. A

A

A

A

Ukoliko je materijal sa strana cijevi dobro nabijen, može se umjesto širine (b) uzeti promjer cijevi (2r), te je opterećenje: . (41.3.) Da bi cijev sa potrebnim koeficijentom sigurnosti (K s) mogla preuzeti ovo opterećenje, mora dopuštena nosivost ( f f ^ ) , koja se dobije laboratorijskim ispitivanjem, biti: W = Y( 2rf C

r l

© 0 lf . 1.1

® Sl.41.2. Koeficijenti oslanjanja, za različite slučajeve nalijeganja: na podmetaču (a), na tlu (b ), unutar tla (c),u nabijenom pijesku (d ), na betonskoj podlozi (e ). 41.2. SEIZMIČKI BRDSKI PRITISAK NA PODZEMNE I UKOPANE OBJEKTE Nacrtom Pravilnika (Savezni zavod za standardizaciju, 1987) predviđen je način proračuna stabilnosti podzemnih i ukopanih inženjerskih objekata, u koje se mogu uključiti i podzemni cjevovodi. Pored seizmičkih inercijalnih sila od vlastite težine objekta, uzima se u obzir i seizmički brdski, (prirodni-geološki) pritisak geološke sredine, u kojoj je ukopan objekat. Uopšteno, seizmički brdski pritisak na ukopane objekte može biti: 1) seizmički pritisak, koji nastaje usljed seizmičkih inercijalnih sila u tlu ili masivu;

602

Temeljenje

Temeljenje

610



2) seizmički pritisak, koji nastaje usljed rasprostiranja longitudinalnih seizmičkih talasa u tlu ili masivu, koji su okomiti na uzdužnu osovinu objekta, odnosno cjevovoda. Seizmički brdski pritisak na konstrukciju podzemnih objekata (tunelska obloga, cjevovodi i si.), koji nastaju usljed seizmičkih inercijalnih sila u tlu ili masivu određuje se prema izrazima: a) Vertikalni seizmički brdski pritisak: =±K -W- q (41.5.) gdje je: К*=хтах/Џр (tabela 39.4. i 39.5.) - koeficijent seizmičkog intenziteta; q y - vertikalni brdski pritisak, određen bez seizmičkih uticaja; цг - koeficijent redukcije \|f=0,80, tabela (39.5.). p

y

s

r

b) Horizontalni seizmički brdski pritisak: p = ±K ■ Џ ■ qx (41.6.) Seizmički brdski (prirodni) pritisak (pr) na konstrukciju podzemnih objekata kružnog poprečnog presjeka, koji nastaje usljed rasprostiranja longitudinalnih seizmičkih talasa u tlu ili masivu, poprečno na podužnu osu objekta, a koji djeluje normalno (radijalno) na površinu objekta, računa se prema izrazima: x

602

S

Temeljenje

Temeljenje

611


' 1 Pr =■

cos 1 -(41.7.) 2 2a 5-,B~ +

1—

в,

2

2

(41.8.) ■Yz-vrTs;

(
2л gdje je: pr (kPa) - radijalni seizmički brdski pritisak na podzemni (ukopani) objekat kružnog poprečnog presjeka (tabela 41.3.); a (kPa) - normalni seizmički napon u brdskom masivu (pritisak ili zatezanje) usljed rasprostiranja seizmičkih talasa poprečno na produžnu osu objekta (tabela 41.1.); Y z (kg/m3) - zapreminska masa brdskog tla ili masiva; v; (m/s) - brzina rasprostiranja longitudinalnih (podužnih) seizmičkih talasa (tabela 41.1.); T$ (s) - predominantni period seizmičkih oscilacija tla (prema tabeli 39.6.); a (°) - polama (uglovna) koordinata; Bi, B2 i B3 - bezdimenzionalni koeficijent čije vrijednosti zavise od krutosti kružnog prstena (tunelska obloga, cjevovod i si.) i od Poasonovog koeficijenta (v) (tabela 41.2.). U tabeli 41.1. date su vrijednosti normalnog seizmičkog napona u brdskom masivu (a), za projektnu seizmičnost IX stepena MKS skale (Ks=0,40/2,0=0,20), koeficijent redukcije \|/=0,80 i predominantne periode seizmičkog oscilovanja tla ТУ=0,355; Ts'Ô^s; TsÔ^Ss. Vrijednost koeficijenata Bi, Вг i B3 zavisi od krutosti konstrukcije podzemnog objekta i od Poasonovog koeficijenta (v). Podzemne (ukopane) konstrukcije tipa armirano-betonskih cjevovoda i hidrotehničkih tunela tretiraju se kao kruti prsten u odnosu na geološku sredinu u koju su ukopani. Podzemne konstrukcije tipa sobraćajnih tunela i šahtova tretiraju se kao vitki (elastični) prsten u odnosu na brdski masiv. Bezdimenzionalni koeficijenti B j , S? i B3 Tabela 41.2.

Koeficijent

v=0,40 za stjenovit i v=0.10 za obična tla polustjenovii brdski masiv (nasipi) Vitak Vitak Apsolutno Apsolutno (elastičan) (elastičan) krut prsten krut prsten prsten ••pjsusi'.L.VU '

■■ ' ■.......................................

^s-

.........

љ.

-0,8572 -1,0769 1,0769

-0,7823 4,4752 -5.9048

-1,6364 -0,7586 0,7586

-1,3708 1,9100 -1,9500

Podzemni objekti prema ukopanosti mogu biti: °-<3 H > plitko ukopani objekti

н

(41.9.) ^>3

> duboko ukopani objekti

612

Temeljenje

Temeljenje

605


Brzina rasprostiranja longitudinalnih talasa normalnih seizmičkih napona u tlu ili ..='■ Vrsta i karakteristike brdskog, tla ili masivafkN/m') Tabela Ч• masivu. .........V; 41.1. .(m/s).........;(kPa)~ (graniti, "1.; pješčari isl.j(Ts=0,35s)253000Stijene do 5000670 dokrečnjaci 1120Sedimenti, kompaktne gline, •= konglomerati, vezani šljunak i si.) (Ts=0.35si221600 do 2500320 do 480;Tta.srednje čvrstoće (pijesak ....srednje gustine-zhijen osli, plastične gline^glmoviti , .....V.pijesak) (Ts=0.55s)20400 do 1600110 do 450.Slaba tla (pijesak,supijesak,\ giinet.sugline)(ts=0,85sj :18200 do 40080 do 160''Vrijednosti za o su zaokružene na cijeli broj djeljiv sa 10 |!%udi^,Jirje;№_iasp)(i№aiija доргв&јћ (transverzalnih) tai_ Vs=(0,5-6,6)i'v), slJOeđi;daje j seizmičko naprezanjeseizmičkih na K smicanje u brdskom tlu ili. masivu т=(О„5-О,6>-0.

gdje je: Ho - dubina podužne ose objekta u odnosu na kotu terena; Ro - unutrašnji radijus poprečnog presjeka cjevovoda. Kod podzemnih objekata, kao što su saobraćajni tuneli, galerije i šahtovi, koji najčešće nemaju kružni poprečni presjek, za Ro se uzima radijus opisanog kruga oko poprečnog presjeka objekta. Vrijednosti odnosa intenziteta seizmičkog brdskog pritiska (p r) i normalnog seizmičkog napona u brdskom masivu (a) (odnos рЈа) za kružni poprečni presjek podzemne građevine (tunelske obloge), a za slučaj kada je Ho/Ro>3, date su u tabeli 41.3 .Ovaj odnos može se dobiti iz izraza (jedn. 41. 7.): f

1—B

+

1 ■2B 2 -

(41.10.)

B, cos2a a Radi ilustracije dati su na bazi tabele 41.3. dijagrami intenziteta radijalnog pritiska (p r) za kružni profil duboko i plitko ukopanih objekata u tlo, odnosno stijenski masiv.

42. PODUPIRANJE IPODGRAĐIVANJE Odnosi intenziteta seizmičkog brdskog pritiska i normalnog seizmičkog napona u tlu i masivu Duboko ukopani objekti Tabela 41.3. (Ho/Ro>3)v=0,40v=0.10KrutElastičan KrutElastičanprstenprstenprstenprstenP r/Cfp/ap/oрјс1,481,15 1,600,9030°1,10 0,921,250,87iii0,710,700,910,840,330,4 70,560,81Ш0Ш-0,050,240,220,79

613

Temeljenje

Sl.41.3. Intenzitet radijalnih seizmičkih prirodnih (brdskih) pritisaka za krut cjevovod H(/Rn>3 i v=0,40 (a) i apsolutno krut cjevovod sa H(/RqŠ3 (b), (iz Pravilnika 1987).

Temeljenje

605


42.1. RAZLOZI ZA PODUPIRANJE I PODGRAĐIVANJE Postoji više razloga za podupiranje objekata i/ili njihovih delova, kao i potreba za podgradivanjem, odnosno pojačanjem, podbetoniranjem ili podziđivanjem temelja objekta, a medu najvažnije za podupiranje spadaju: a) Podupiranje objekta ili delova konstrukcije koji se sliježu ili naginju zbog slijeganja tla ili nestabilnosti proistekle nadogradnjom. b) Zaštita protiv mogućeg slijeganja objekta prilikom iskopa neposredno pored ili ispod postojećih temelja. c) Podupiranje objekta za vrijeme promjene dimenzija dubine, oblika temelja, ili njegovih glavnih delova. d) Podupiranje i ukrućivanje raznih objekata, kulturno - historijskih spomenika, monumentalnih zdanja i objekata historijske baštine, ili njihovih delova, nakon prirodnih nepogoda ili ratnih razaranja, kada se želi sačuvati njihov prethodni izgled, do definitivne rekonstrukcije. Pored ovih razloga, za podgradivanje se mogu dodati i slijedeći elementi: e) Omogućavanje izvođenja temelja dublje ispod objekta iz konstruktivnih razloga, kao što je izrada podruma ispod objekta i si. f) Proširenje temelja radi povećanja težine proistekle zbog nadvišenja objekta ili povećanog skladišnog tereta. g) Pomjeranje objekta na novu lokaciju. Podupiranje objekta i podgradivanje, odnosno ojačanje temelja, zahtijeva visokostručne i oprezne operacije, radi čega se povjerava stručnim i iskusnim radnicima i preduzećima. U ovome poglavlju dat će se samo generalni principi, a više detalja može se naći u inostranoj literaturi (Prentis i White, 1950; Thorburn i Hutchison, 1985; Tomlinson i Boorman, 1995). 42.2. METODE PODUPIRANJA Vanjsko podupiranje kosim potporama zahtijeva se kod izvođenja radova na osiguranju i pojačanju zidova i temelja, koji su izvan kosih potpora, kao i kod naginjanja i osjetljivih objekata na slijeganja. Kod pojačavanja temelja pojedinačnih stubova ova su podupiranja uvijek potrebna. Ovim podupiranjem stvara se prostor za iskope, gdje je potrebno izvesti ojačanje temelja.

614

Temeljenje

Temeljenje

605

Mehanika Tla i Temeljenje - II Deo Temeljenje Mustafa Selimović

Recommend Documents