gradbena jama

Bojan Majes – Fundiranje I

Gradbena jama 1

GRADBENA JAMA 1.0 Uvod Skoraj ni gradbenega objekta, zaradi katerega ni treba najprej izkopati gradbeno jamo. Izvedba gradbene jame je lahko preprosta, lahko pa je bolj zahtevna, kot je izvedba temeljev objekta ali samega objekta. Obtežba objekta se prenaša na temeljna tla preko temeljev. V grobem razlikujemo plitvo in globoko temeljenje objektov. V prvem primeru izvedemo temeljno konstrukcijo (točkovni temelj, pasovni temelj, temeljni nosilec ali temeljno ploščo) direktno nad dnom gradbene jame. Če objekt temeljimo globoko, prenašamo obtežbo objekta v večje globine tal, pod dno gradbene jame, bodisi z koli (piloti) ali vodnjaki. Izvedba gradbene jame je odvisna:

od globine temeljenja objekta, od globine (nivoja) talne vode, od vrste temeljnih tal in od lokacije gradbenega objekta.

V temeljnih tleh je bolj ali manj vedno prisotna talna voda. Nivo talne vode je lahko blizu površja tal, lahko pa je v veliki globini, nižje od dna gradbene jame. Glede na pojav talne vode ločimo:

Suho gradbeno jamo Gradbeno jamo pod gladino podtalnice Gradbeno jamo v vodi

Slika 1.1: Primer suhe gradbene jame


Gradbena jama 2

Slika 1.2: Primer gradbene jame pod gladino talne vode

Slika 1.3: Primer gradbene jame v vodi


Gradbena jama 3

Pri načrtovanju gradbene jame je pomembno v kakšni vrsti tal bo izvedena gradbena jama. Pomembne so vse tri karakteristične lastnosti tal: prepustnost, deformabilnost in trdnost zemljin. Te lastnosti skupaj z lokacijo (razpoložljivim prostorom) pogojujejo na kakšen način bomo lahko gradbeno izvedli. Zagotovo je najcenejša izvedba gradbene jame v primeru, ko ni za varovanje izkopnih brežin potrebna nobena začasna ali trajna podporna konstrukcija. Glede na naklon izkopnih brežin gradbene jame ločimo:

gradbene jame s prostimi brežinami in gradbene jame, kjer so izkopne brežine podprte ali ojačane z različnimi konstrukcijami.

Če lahko izvedemo izkop gradbene jame s prostimi brežinami, moramo naklone brežin )(α dokazati z ustreznimi stabilnostnimi analizami. Stabilnosti izkopnih brežin smo obravnavali pri predmetu Mehanika tal.

Slika 1.4: Skica z oznakami za stabilnostno analizo

TNRr

rrr+= (1.1)

∫=A

dAN σr

(1.2)

∫=A

dAT τr

(1.3)

V enačbi (1.3) upoštevamo bodisi drenirane trdnostne parametre (en.: 1.4) ali pa nedrenirano strižno trdnost (en.: 1.5).

'tan'' ϕστ += c (1.4) uu c=τ (1.5)


Gradbena jama 4

Rezultat stabilnostne analize je količnik varnosti:

111

>=<

=m

Fττ (1.6)

Če preverjamo stabilnost brežine s podatki za drenirano strižno trdnost mora biti najnižji količnik varnosti pri vseh drsinah večji od vrednosti 1.25. Če upoštevamo nedrenirano strižno trdnost mora biti najmanjši količnik varnosti večji od vrednosti 1.40. Kaj spremenimo z izkopom? • Geometrijo terena (nove brežine so strmejše od prvotnih). • Vkop pomeni odstranitev materiala in s tem podpore za preostali material – poslabšanje

statičnih razmer.

Slika 1.5: Poslabšanje stabilnostnih razmer

• Tok podtalnice.

Slika 1.6: Sprememba hidravličnega polja

• Materiali na vkopnih brežinah so bili pred izkopom skriti globoko pod površjem, nenadoma pa

so izpostavljeni velikim razbremenitvam in atmosferskim vplivom: padavinam, zmrzali, eroziji, kar vse pospešuje preperevanje materiala in s tem spreminjanje njegovih mehanskih lastnosti.


Gradbena jama 5

V primeru suhe gradbene jame lahko stabilnostne analize nadomestimo s preprostimi računi. Če je zemljina nekoherentna (c' = 0):

'ϕα < (1.7) Naklon izkopne brežine )(α mora biti manjši od strižnega kota )( 'ϕ . Globina izkopa )(h ni omejena.

Slika 1.7: Skica z oznakami za preproste račune naklona brežin V primeru koherentnih zemljin (c' > 0) velja:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −=

2sin

cossin2'

2

''

ϕαϕα

γch (1.8)

Običajno so v urbanem pozidanem okolju izkopne brežine gradbene jame kar vertikalne. Od okolja in kvalitete tal je odvisno, ali je možno izvesti izkop za gradbeno jame varno z vertikalnimi brežinami. Naj na tem mestu ponovimo nekaj poglavitnih ugotovitev:

1.) V nekoherentnih materialih vertikalnega izkopa ne moremo izvesti. 2.) Vertikalni izkop lahko izvedemo samo v koherentnih zemljinah in kamninah. Globina

izkopa je odvisna od strižne odpornosti zemljine (kamnine), prostorninske teže )(γ in prisotnosti talne vode.

Če bi bil nivo talne vode dovolj nizko (pod dnom gradbene jame) veljata naslednji dve preprosti enačbi:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

24cot4 '' ϕπ

γch (1.9)

α

h


Gradbena jama 6

oziroma:

γuch 4

= (1.10)

V enačbah (1.7 do 1.9) sta upoštevana drenirana trdnostna parametra, v enačbi (1.10) nedreniranao strižna trdnost (oziroma tlačno trdnost zemljine/hribine). Če je v tleh prisotna tudi talna voda, je treba možnost izkopa vertikalne brežine dokazati z ustreznimi stabilnostnimi analizami.

Slika 1.8: Primer gradbene jame s prostimi brežinami

Poleg globalne stabilnosti brežin je treba zagotoviti tudi površinsko stabilnost brežin.

⇒ Obrizgi (cementni, bitumenski, brizgan beton) ⇒ Zaščite brežin z mrežami (pocinkane žične, naravni materiali /kokos, juta, konoplja/,

umetni materiali /geotekstil, geomreže/ ⇒ Vegetativna zaščita

Odvodnjavanje brežin in gradbene jame

⇒ Jarki na bermah in ob obodu gradbene jame ⇒ Izkop za gradbeno jamo lahko vpliva na nivo talne vode v okolici. Kako vpliva znižanje

nivoja vode na objekte v okolici gradbene jame?


Gradbena jama 7

Slika 1.9: Primer gradbene jame s prostimi brežinami – začasno varovanje brežin pred površinsko

vodo

Slika 1.10: Vegetativna zaščita brežin in urejena površinska odvodnja


Gradbena jama 8

Kadar moramo brežine gradbene jame varovati z gradbenimi konstrukcijami, je treba te konstrukcije ustrezno dimenzionirati.

Slika 1.11: Primer gradbene, kjer je brežina ojačana z brizganim betonom in zemeljskimi sidri

Slika 1.12: Primer gradbene, kjer je vertikalna brežina varovana z armirano-betoskimi koli (pilotna

stena)


Gradbena jama 9

Slika 1.13: Primer gradbene, kjer so vertikalne brežine varovane z »berlinsko« steno – kombinacija

vertikalnih jeklenih nosilcev z prečnimi lesenimi polnili

Glede na način podpiranja/opiranja vertikalnega izkopa gradbene jame ločimo:

⇒ Toge podporne konstrukcije

Brez opor (podpor) ali sider Enkrat oprte (podprte) ali sidrane Večkrat oprte (podprte) ali sidrane

⇒ Gibke podporne konstrukcije

Enkrat oprte (podprte) ali sidrane Večkrat oprte (podprte) ali sidrane

Glede na razpoložljivi prostor v gradbeni jami podporne konstrukcije: • podpiramo in/ali razpiramo • sidramo


Gradbena jama 10

Slika 1.14: Toga konzolna pilotna stena

Slika 1.15: Toga 1 krat sidrana pilotna stena


Gradbena jama 11

Slika 1.16: 1 krat razprta podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic

Slika 1.17: Toga 2 krat sidrana pilotna stena


Gradbena jama 12

Slika 1.18: Toga večkrat sidrana podporna konstrukcija iz »jet grouting kolov«

Slika 1.19: Večkrat razprta podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic


Gradbena jama 13

Slika 1.20: Izvedba talne plošče, ki lahko služi za različno razpiranje/podpiranje različno varovanih

vertikalnih brežin

Slika 1.21: Konzolna gibka podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic in lesenih polnil (»berlinska

stena)


Gradbena jama 14

Slika 1.22: Konzolna gibka podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic

Slika 1.23: Sidrana gibka podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic in lesenih polnil (»berlinska

stena)


Gradbena jama 15

Glede na značaj podporne konstrukcije ločimo: Začasne podporne konstrukcije Trajne podporne konstrukcije (so del objekta)

Začasne podporne konstrukcije so lahko vse vrste podpornih konstrukcij. Lahko so narejene tako, da izkopano zemljino na mestu podporne konstrukcije nadomestimo z armiranim betonom, lahko zemljino na mestu podporne konstrukcije injektiramo (n.pr. jet grouting koli) ali pa elemente podporne konstrukcije v tla uvrtamo (jekleni profili) ali zabijemo (zagatnice). Po zgraditvi objekta le-te nimajo več podporne funkcije. Zemeljske pritiske okolice prevzame zasuti objekt. Trajne podporne konstrukcije so armirano-betonske konstrukcije. Narejene so lahko po različnih tehnologijah (pilotne stene, diafragme, jet grouting koli). Glede na pojav talne vode v zaledju gradbene jame ločimo podporne konstrukcije na:

vodotesne prepustne


Gradbena jama 16

2.0 Geostatični računi vertikalnih podpornih konstrukcij Ločimo:

Konzolne podporne konstrukcije 1x sidrane, 1 x podprte /razprte podporne konstrukcije Večkrat sidrane, podprte/razprte konstrukcije

Konzolne podporne konstrukcije Računske predpostavke: • podporna konstrukcija je toga • podporna konstrukcija se zavrti okrog vrtišča v temeljnih tleh • v področju, kjer se konstrukcija odmakne od temeljnih tal delujejo na konstrukcijo aktivni

zemeljski pritiski • v področju, kjer se konstrukcija nasloni na temeljna tla zemljina nudi pasivni odpor

Slika 2.1: Skica konzolne podporne konstrukcije

Za konzolno podporno konstrukcijo moramo določiti globino vpetja (D) in globino vrtišča konstrukcije (d). Aktivne in zemeljske pritiske računamo po postopkih, ki smo se jih že na učili. Za geostatične presoje podpornih konstrukcij moramo upoštevani projektne vrednosti zemeljskih pritiskov.


Gradbena jama 17

Enkrat sidrana, podprta ali razprta podporna konstrukcija Računske predpostavke: • podporna konstrukcija se odmakne od zaledja po vsej globini • v zaledju delujejo na konstrukcijo aktivni zemeljski pritiski • pod dnom gradbene jame, na zračni strani podporne konstrukcije, kjer se konstrukcija nasloni na

temeljna tla, zemljina nudi pasivni odpor • obstaja ena sama globina vpetja D podporne konstrukcije, kjer so v ravnovesju aktivni zemeljski

pritiski (Ea), pasivni odpor (Ep) in sidrna sila (SH)

Slika 2.2: Skica 1 krat sidrane, podprte ali razprte podporne konstrukcije

Za 1 krat sidrano, podprto /razprto podporno konstrukcijo moramo določiti globino vpetja (D) in velikost sidrne sile (S) (podporne / razporne reakcije). Večkrat sidrana, podprta ali razprta podporna konstrukcija Računske predpostavke: • podporna konstrukcija se odmakne od zaledja po vsej globini • v zaledju delujejo na konstrukcijo aktivni (mirni?) zemeljski pritiski • ker se vsa obtežba zaledja (aktivnih oz. mirnih zemeljskih pritiskov?) prenaša na sidra oz.

podpore / razpore ni potrebno, da je v takšnih primerih podporna konstrukcija vpeta (vkopana) pod dno gradbene jame.


Gradbena jama 18

• Geostatične analize takšnih podpornih konstrukcij je treba izvesti za vsako fazo izkopa in sidranja (podpiranja / razpiranja).

Slika 2.3: Večkrat podprta podporna konstrukcija

V preprostih geostatičnih analizah upoštevamo prerazporeditev aktivnih (mirnih) zemeljskih pritiskov v zaledju podporne konstrukcije.

Slika 2.4: Obtežbeni primeri (prerazporeditev zemeljskih pritiskov) za različne zemljine v zaledju večkrat sidranih (podprtih / razprtih) podpornih konstrukcij

Za večkrat sidrano, podprto /razprto podporno konstrukcijo moramo določiti razporeditev sider (podpor / razpor) in velikosti sidrnih sil (podpornih / razpornih reakcije).


Gradbena jama 19

2.1 Geostatična analiza konzolne podporne konstrukcije Praviloma so konzolne podporne konstrukcije toge podporne konstrukcije, narejene bodisi iz armirano-betonskih kolov ali kot diafragme. Konzolna podporna konstrukcija pride v poštev takrat, kadar je največji vodoravni premik (na vrhu konstrukcije) v dopustnih mejah in so pričakovane vodoravne deformacije konstrukcije neškodljive za okolico:

dopxx uu ≤max (2.1) Oz. takrat kadar lahko prevzamemo s konstrukcijo relativno velike upogibne obremenitve:

wM

AN

±=σ (2.2)

in če so sploh izvedljive (velike globine vpetja, zadostni pasivni odpor pred konstrukcijo)? 2.1.1 Homogena nekoherentna tla

Slika 2.5: Skica za geostatično analizo konzolne podporne konstrukcije v nekoherentnih tleh

Glede na pričakovano rotacijo toge konstrukcije (od zaledja proti izkopu gradbene jame) se bodo prvotni mirni tlaki z odmikom konstrukcije od zemljine začeli zmanjševati proti aktivnim tlakom, s


Gradbena jama 20

primikom konstrukcije k zemljini pa se bodo mirni tlaki pričeli povečevati proti pasivnim pritiskom. Da bi dosegli mejne vrednosti aktivnih in pasivnih pritiskov so potrebni zadostni odmiki oz. primiki konstrukcije. Običajno ne dopustimo takšnih deformacij, zato geostatične račune izvedemo s projektnimi vrednostmi zemeljskih pritiskov:

kada EE :: > (2.3) in

kpdp EE :: < (2.4) V nadaljevanju moramo enačbe brati tako, kot da so zapisane s projektnimi vrednostmi zemeljskih pritiskov. Če načrtujemo konzolno konstrukcijo v homogenih nekoherentnih tleh je izračun aktivnih in pasivnih pritiskov enostaven in ga lahko izvedemo po postopku Rankina. Velikost aktivnih in pasivnih zemeljskih pritiskov je proporcionalna velikostim vertikalnim normalnih napetostim zaradi lastne teže tal.

Slika 2.6: Rezultirajoči zemeljski pritiski vzdolž podporne konstrukcije


Gradbena jama 21

Zemeljski pritiski nad dnom gradbene jame: Nad dnom gradbene jame se bodo v zaledju vedno mobilizirali aktivni zemeljski pritiski. Zaradi lažjega računa jih lahko nadomestimo z rezultanto:

aa kHEE 25.0 γ== (2.5)

3Hee a == (2.6)

Pod dnom gradbene jame se bodo nad vrtiščem podporne konstrukcije zaradi odmika konstrukcije od zaledja mobilizirali aktivni pritiski, na nasprotni strani konstrukcije (zračna stran) pa pasivni pritiski. Rotacija podporne konstrukcije narekuje pod obračajno točko na zaledni strani povečanje mirnih tlakov (proti pasivnim) na zračni strani pa upad mirnih tlakov (proti aktivnim). Ravnovesje bo doseženo pri neki globini vpetja konzolne stene (D) in pri določeni globini vrtišča (d). Obe globini najlažje izračunamo, če ob konstrukciji določimo rezultirajoče tlake. Zemeljski pritiski na dnu gradbene jame: Zaledna stran (zD):

aDDa kzp γ= ⇒ aDa kHp γ= (2.7)

pDpD kzp γ= ⇒ ppD kHp γ= (2.8) Zračna stran (zL):

aLLa kzp γ= ⇒ 0=Lap (2.9)

pLpL kzp γ= ⇒ 0=pLp (2.10) Rezultirajoči pritiski na dnu gradbene jame so enaki:

DaLpLin ppp −= ⇒ aLin kHp γ−= (2.11)

LaDpDin ppp −= ⇒ pDin kHp γ= (2.12) Rezultirajoči pritiski se bodo z globino pod dnom gradbene jame spreminjali na obeh straneh konstrukcije z enako intenziteto ( z enako velikim prirastkom). V poljubni globini Lz bodo enaki:

LapLinL zkkpp )( −+= γ (2.13)

LapDinD zkkpp )( −+= γ (2.14)


Gradbena jama 22

Ker je konzolna podporna konstrukcija statično določena, lahko globino vpetja D in globino vrtišča d določimo iz dveh ravnovesnih enačb. ∑ = 0x (2.15) ∑ = 0OM (2.16) Račun si olajšamo, če momentno enačbo (2.16) pišemo na točko 0, ki jo določa položaj sile E (rezultante aktivnih pritiskov nad dnom gradbene jame). Računski postopek poteka iterativno: 1. Predpostavimo globino vpetja D 2. Iz momentnega ravnovesnega pogoja izračunamo globino vrtišča d

0=∗−∗ DDLL eEeE (2.17)

3. Iz ravnovesne enačbe v x-smeri izračunamo dopustno vodoravno obtežbo konzolne podporne

konstrukcije, ki ustreza predpostavljeni globini vpetja D in izračunani globini vrtišča d:

DLdop EEE −= (2.18)

4. Dobimo tri možne rešitve:

EE dop > ⇒ predpostavimo večjo globino D (2.19) EE dop = ⇒ račun je končan (2.20) EEdop < ⇒ predpostavimo večjo globino D (2.21)

Pri predpostavljeni globini D najlažje izračunamo vrtišče d tako, da si pripravimo tabelo v kateri izračunamo vrednosti rezultirajočih zemeljskih pritiskov na levi in desni strani konstrukcije v globinah, ki se od dna gradbene jame proti dnu konstrukcije enakomerno povečujejo za vrednost

zΔ . V vsakem pasu debeline zΔ izračunamo iz ploščine diagrama rezultirajočih zemeljskih pritiskov težišče, delno rezultanto in ročico delne rezultante do točke 0. Vse količine na levi strani lahko označimo z indeksom i =1, 2, 3, …., n tako, da indeks i narašča od dna gradbene jame proti dnu konstrukcije. Vse količine na desni strani lahko označimo z indeksom j =1, 2, 3, …., n tako, da indeks j narašča od dna konstrukcije proti dnu gradbene jame. V i-ti točki bi na levi strani konstrukcije dobili:

)()5,0( apLinL kkzippi

−∗∗Δ∗−+= γ (2.21)

zpEii LL Δ∗=Δ (2.22)


Gradbena jama 23

Težišče lahko izračunamo po enačbi:

( ))(5.036 apL

Li kkzp

pze

ii

−Δ−Δ

= γ (2.23)

In ročico sile

iLEΔ do točke 0 po enačbi:

iL ezieri

−Δ∗+= (2.24) V tabeli lahko izračunamo tudi momente posameznih delnih rezultant in momente seštevamo na levi strani od dna gradbene jame navzdol, na levi strani pa od dna konstrukcije navzgor. V globini, ki ustreza vrtišču konstrukcije bosta obe vsoti momenotov do te globine enaki.

iii LLL rEM ∗Δ=Δ (2.25) Preglednica 2.1: Shematični prikaz računa globine vrtišča d: i

iLEΔ iLe

iLMΔ ∑=Δ

n

iLi

M1

j

jDEΔ jDe

jDMΔ ∑=Δ

n

jD j

M1

1 10 2 x 9 3 8 4 xx 7 xxxxxx 5 6 6 xxx 5 xxxxx 7 4 8 xxxx 3 xxxx 9 2 10 xxxxx 1 xxx


Gradbena jama 24

Slika 2.7: Skica z oznakami za izračun globine vrtišča

Slika 2.7a: Določitev vrtišča d


Gradbena jama 25

2.1.2 Konzolna podporna konstrukcija vpeta v koherentnem materialu (hribini)

Slika 2.8: Konzolna podporna konstrukcija v koherentnem materialu (hribini)

Na sliki 2.8 je prikazana razporeditev zemeljskih pritiskov za primer dvoslojnih tal. Če so tla dvo ali več slojna postopamo tako, da nad najnižjim spodnjim slojem določimo rezultanto aktivnih pritiskov (v zaledju) in pasivnih pritiskov (na zračni strani) E in njeno oddaljenost od vrha spodnjega sloja e. Če bi bil spodnji sloj v katerega seže dno in vrtišče konzolne podporne konstrukcije nekoherenten, bi izvedli izračun globine vrtišča d in globino vpeta D na način, kot je bil opisan v prejšnjem poglavju. V tem primeru bi upoštevali, kot da je globina izkopa H pred podporno konstrukcijo večja za globino HΔ (razlika od dna gradbene jame do spodnjega sloja) in da je na tem mestu »računska« globina dna gradbene jame. Drugačne razmere pa nastopijo, če je sloj v katerega vpenjamo konzolno steno in v katerem je vrtišče stene koherenten material (hribina) in če upoštevamo, da je strižna trdnost tega materiala podana z nederenirano kohezijo uc ali enoosno tlačno trdnostjo uq . Kaj se spremeni? Če računamo aktivne in pasivne pritiske v materialih, katerih trdnost je podana samo s kohezijo ob ničnem strižnem kotu, so zemeljski pritiski enaki:

czpa 2−= γ (2.26)

czpp 2+= γ (2.27)


Gradbena jama 26

Z globino se aktivni in pasivni pritiski povečujejo z enako intenziteto, zato pa so razlike pasivnih in aktivnih pritiskov z globino konstantne. Zemeljski pritiski na vrhu koherentnega sloja: Zaledna stran (zD):

auDzzDa czp :2)( −= σ (2.28)

puDzzpD czp :2)( += σ (2.29) Zračna stran (zL):

auLzzLa czp :2)( −= σ (2.29)

puLzzpL czp :2)( += σ (2.30) Rezultirajoči pritiski na vrhu koherentnega sloja so enaki:

DaLpLin ppp −= ⇒ )(2)()( :: aupuDzzLzzLin cczzp ++−= σσ (2.31)

LaDpDin ppp −= ⇒

)(2)()( :: aupuLzzDzzDin cczzp ++−= σσ (2.32) Če označimo razliko vertikalnih tlakov na vrhu koherentnega sloja z:

)()( LzzDzzzz zz σσσ −=Δ (2.33) lahko enačbi (2.31) in (2.32) zapišemo v obliki:

zzaupuDin ccp σΔ++= )(2 :: (2.34)

zzaupuLin ccp σΔ−+= )(2 :: (2.35) Rezultirajoči pritiski bodo na obeh straneh konstrukcije konstantnih vrednosti od vrha do dna koherentnega sloja. V vsaki globini Lz bodo enaki:

LinL pp = (2.36)

DinD pp = (2.37)


Gradbena jama 27

V primerih, ko je konzolnao podporna konstrukcija vpeta v koherentnih materialih, je izračun potrebne globine vpetja D in globine obračališča d enostavnejši, kot je takšen izračun v nekoherentnih materialih. Za predpostavljeno globino D dobimo iz momentne ravnovesne enačbe:

02

)(2

)( =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

+∗−−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +∗

DdedDpdedp DinLin (2.38)

kvadratno enačbo za izračun globine obračališča:

02210 =++ dadaa (2.39)

Iz ravnovesne enačbe v x-smeri izračunamo dopustno vodoravno obtežbo konzolne podporne konstrukcije:

0)( =−−+− dDpdpE DinLindop (2.40)

Dobimo tri možne rešitve:

EE dop > ⇒ predpostavimo večjo globino D (2.41) EE dop = ⇒ račun je končan (2.42) EEdop < ⇒ predpostavimo večjo globino D (2.43)

Komentar: Kadar je konzolna podporna konstrukcija vpeta v nekoherenten material (ima tudi strižni kot) dobimo, vsaj teoretično, da je izvedba konzolne stene izvedljiva. Na račun večjega količnika pasivnih pritiskov od količnika aktivnih pritiskov obstaja v dovolj veliki globini obračališče konstrukcije. Seveda je praktična izvedba takšne konzolne stene vprašljiva zaradi velikih globin (izvedljivost) in posledično velikih prerezov konstrukcije (ekonomičnost). Če pa je konzolna stena načrtovana v koherentni zemljini (hribini), kjer je trdnost podana samo z nedrenirano kohezijo uc ali enoosno tlačno trdnostjo uq , pa lahko iz pogoja, da mora biti rezultirajoči tlak pod dnom gradbene jame (na vrhu koherentnega sloja) na zračni strani pozitivna vrednost (glej en. 2.31):

0)(2)()( :: >++−= aupuDzzLzzLin cczzp σσ (2.44) ugotovimo, da konzolna stena (tudi 1 krat sidrana, 1 krat podprta ali 1 krat razprta) v določenih primerih (premajhna strižna trdnost) sploh ni izvedljiva!


Gradbena jama 28

Če bi bila konzolna stena načrtovana v homogeni koherentni zemljini z nedrenirano strižno trdnostjo uc , lahko ocenimo višino gradbene jame H, ki jo še lahko varujemo s konzolno ali 1 krat sidrano podporno konstrukcijo na naslednji način: Zemeljske pritiske bomo izračunali s parcialnimi količniki varnosti po postopku STR:

aE F≡γ (2.45)

pR F≡γ (2.46) Na dnu gradbene jame so rezultirajoči pritiski enaki: Zaledna stran (zD = H):

auDa FcHp ∗−= )2(γ (2.47)

puDp FcHp /)2( += γ (2.48) Zračna stran (zL=0):

auLa Fcp ∗−= )2( (2.49)

pupL Fcp /)2(= (2.50)

DaLpLin ppp −= HFF

FFcFcH

Fcp

pa

pauau

p

uLin γγ −⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +=∗−−=

12)2(2 (2.51)

Ker so aktivni zemeljski pritiski in pasivni odpor pod dnom gradbene jame konstantni, se z globino ne povečujejo, je pogoj da obstaja ravnovesje:

01

2 ≥−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ += H

FFFF

cppa

pauLin γ (2.52)

iz česar sledi, da je lahko pri nedrenirani strižni odpornosti (cu) višina konzolne podporne konstrukcije:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +≤

pa

pau

FFFFcH

12max γ

(2.53)

Zgled: Vzemimo, da so projektni podatki naslednji:

3/20 mkN=γ , kPacu 50= , 35,1=aF , 40,1=pF mH 65.7max ≤


Gradbena jama 29

Konzolne podporne konstrukcije imajo svoje dobre in slabe strani: (+) Za izvedbo so preproste; ko doseže beton svojo trdnost lahko pričnemo takoj z izkopom gradbene jame. (-) So omejene z višino gradbene jame. Običajno je globina vpetja (D) konstrukcije večja od globine gradbene jame (H). Takšne konstrukcije morajo biti zaradi velikih upogibnih momentov (konzola!) velikih prerezov. 2.2 Geostatična analiza sidrane (podprte ali razprte) podporne konstrukcije Glede na pričakovano rotacijo toge konstrukcije (od zaledja proti izkopu gradbene jame) se bodo prvotni mirni tlaki z odmikom konstrukcije od zemljine začeli zmanjševati proti aktivnim tlakom, s primikom konstrukcije k zemljini pa se bodo mirni tlaki pričeli povečevati proti pasivnim pritiskom. V zaledju konstrukcije bodo samo aktivni pritiski, pred konstrukcijo, na zračni strani pa samo pasivni pritiski. Obstaja ena sama globina vpetja D podporne konstrukcije, kjer so v ravnovesju aktivni zemeljski pritiski (Ea) v zaledju, pasivni odpor (Ep) pred konstrukcijo in sidrna sila (SH) (ali podporna ali razporna reakcija). V takšnem primeru bi se dno podporne konstrukcije premaknilo, konstrukcija pa tudi minimalno zavrtela. V vznožju konstrukcije bi dobili nično vrednost upogibnega momenta in nično vrednost prečne sile. Takšnim konstrukcijam pravimo, da so enkrat sidrane (podprte) konstrukcije s prostim vznožjem.

Slika 2.9: Sidrana podporna konstrukcija; (a) s prostim vznožjem, (b) z vpetim vznožjem


Gradbena jama 30

Slika 2.10: Sidrana podporna konstrukcija s prostim vznožjem; rezultirajoči zemeljski pritiski in

upogibni momenti vzdolž konstrukcije in upogibki konstrukcije Če pa je podporna konstrukcija vkopana v tla za večjo globino od tiste (D), pri kateri so v ravnovesju aktivni zemeljski pritiski (Ea) v zaledju, pasivni odpor (Ep) pred konstrukcijo in sidrna sila (SH), se obnaša ob dnu drugače. Pri dovolj veliki globini vpetja bi lahko dosegli, da bi bilo dno konstrukcije nepomično, konstrukcija pa tako vpeta v tla, da bi bil zasuk konstrukcije ob dnu ničen. Takšnim konstrukcijam pravimo, da so enkrat sidrane (podprte) konstrukcije z vpetim vznožjem. 2.2.1 Homogena nekoherentna tla Obtežba v zaledju:

aa kDHE 2)(5.0 += γ (2.54)

3' DHe a

+= (2.55)

sDHea −+= )(32 (2.56)

Pasivni odpor pred podporno konstrukcijo:

pp kDE 25.0 γ= (2.57)

3' De p = (2.58)

DsHep 32

+−= (2.59)


Gradbena jama 31

Slika 2.11: Skica za geostatično analizo sidrane podporne konstrukcije v nekoherentnih tleh

Ravnovesne enačbe:

∑ = 0x , ∑ = 0z , ∑ = 0OM (2.60) Dve neznanki(D in SH) izračunamo iz 1. in 3. ravnovesne enačbe. Drugo ravnovesno enačbo uporabimo za kontrolo, da zaradi nagnjenosti sidrne sile ne bi prišlo do prevelikih vertikalnih premikov podporne konstrukcije. Iz momentnega pogoja izračunamo globino vpetja D

0)(32

32

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −+∗−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +−∗ sDHEDsHE ap (2.61)

Za neznano globino vpetja enkrat sidrane podporne konstrukcije dobimo kubično enačbo:

033

2210 =+++ DaDaDaa (2.62)

Fizikalno je sprejemljiva največja pozitivna rešitev.


Gradbena jama 32

Iz ravnovesne enačbe v x-smeri izračunamo vodoravno komponento sidrne sile:

0=+−+ TEES apH (2.63)

dejanska sila v sidru je enaka:

αcosHSS = (2.64)

Ker so zemeljska sidra tipski elementi, narejeni v tovarni, so njihove mejne in dopustne nosilnosti znane. Zemeljskim sidrom bomo posvetili v nadaljevanju posebno poglavje. Običajno razporedimo sidra tako, da čim boljše izkoristimo njihovo nosilnost. Če označimo dopustno nosilnost sidra s dS , potem določimo vodoravno razdaljo med sidri po enačbi:

SSb d= (2.65)

2.2.2 Sidrana podporna konstrukcija v koherentnem materialu

Slika 2.13: Skica za geostatično analizo sidrane podporne konstrukcije v homogenih koherentnih

tleh Da je možna izvedba enkrat sidrane podporne konstrukcije v koherentnem materialu, mora biti na dnu gradbene jame izpolnjen pogoj:


Gradbena jama 33

ap pp > (2.66)

aua FcHp ∗−= )2(γ (2.67)

pup Fcp /2= (2.68)

Iz tega pogoja sledi, da je lahko pri nedrenirani strižni odpornosti (cu) višina enkrat sidrane podporne konstrukcije:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +≤

pa

pau

FFFFcH

12max γ

(2.69)

V zaledju, pod vrhom podporne konstrukcije, nastanejo negativni aktivni zemeljski pritiski (natezne napetosti), ki jih v računu izločimo. Globina zc v kateri so aktivni pritiski nični je podana z enačbo:

γu

ccz 2

= (2.79)

Kot obtežbo, nad dnom gradbene jame, na enkrat sidrano podporno steno vzamemo rezultanto:

auca FcHzHE ∗−∗−∗=∗ )2()(5.0 γ (2.80)

)(31

ca zHe −=∗ (2.81)

Pred podporno konstrukcijo, pod dnom gradbene jame, vzamemo reaktivno silo Ep

*, kot razliko med aktivnimi pritiski v zaledju podporne konstrukcije in pasivnim odporom tal pred podporno konstrukcijo:

aup

uapp FcH

Fcppp ∗−−=−=∗ )2(2 γ (2.82)

HFF

FFcp

pa

paup γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +=∗ 1

2 (2.83)

DpE pp∗∗ = (2.84)

2Dep =∗ (2.85)

Iz momentnega pogoja izračunamo globino vpetja D

( ) ( ) 0)( =−+∗+−−∗−+−∗ ∗∗∗∗ sDHTesHEesHE aapp (2.86)


Gradbena jama 34

Za neznano globino vpetja enkrat sidrane podporne konstrukcije dobimo, v primeru koherentnih tal, kvadratno enačbo:

02210 =++ DaDaa (2.87)

Fizikalno sprejemljiva je največja pozitivna rešitev. V momentni enačbi (2.86) smo upoštevali še trenjsko silo T ob dnu podporne konstrukcije. Upoštevanje trenja ob dnu podporne konstrukcije sicer ni običajno, ga pa lahko upoštevamo, če je pomembne vrednosti (n.pr. veliki prečni prerezi konstrukcije; n.pr. vodnjaki). Iz ravnovesnega pogoja ∑ = 0x izračunamo potrebno sidrno silo:

0=+−+ ∗∗ TEES apH (2.88) dejanska sila v sidru je enaka:

αcosHSS = (2.89)

2.2.3 Sidrana podporna konstrukcija v več slojnih tleh Na naslednji sliki (2.14) je prikazana skica za izračun sidrane konstrukcije v nehomogenih tleh. Zaradi lažjega računa si lahko pomagamo tako, da v zgornjem sloju seštejemo aktivne in pasivne pritiske in jih nadomestimo z rezultanto E. Globino vpetja računamo od vrha spodnjega sloja.

Slika 2.14: Sidrana podporna konstrukcija v dvo slojnih tleh


Gradbena jama 35

2.2.4 Sidrana »berlinska« podporna konstrukcija Posebno pozornost si zaslužijo tako imenovane »berlinske« podporne konstrukcije. Takšne konstrukcije sestoje iz nosilnih vertikalnih elementov (armirano-betonski koli, največkrat pa jekleni profili), ki segajo pod dno gradbene jame. Izkop nad dnom gradbene jame je varovan z opažem, ki je fiksiran v nosilne elemente ali pa se zalaga za nosilnimi elementi.

Slika 2.15: Skica „berlinske” stene v pogledu in prerezu.

Posebnost teh konstrukcij je, da računamo aktivne pritiske (obtežba) v zaledju nad dnom gradbene jame na dolžino a , ki ustreza medosni razdalji med vertikalnimi nosilnimi elementi, aktivne pritiske in pasivni odpor pod dnom gradbene jame pa na 3 kratno širino (b ) vertikalnega nosilnega elementa.


Gradbena jama 36

Slika 2.16: Skica „berlinske” stene v tlorisu


Gradbena jama 37

Slika 2.17: Skica „berlinske” stene v prerezu z rezultirajočimi pritiski

Izračun vpetja podorne konstrukcije ( D ) in velikost sidrne sile ( HS ) izračunamo na enak način – ob upoštevanju razdalje a za aktivne pritiske nad dnom gradbene jame in razdalje b3 za aktivne in pasivne pritiske pod dnom gradbene jame – kot smo račune prikazali v poglavjih 2.2.1 do 2.2.3. Pri berlinskih podpornih konstrukcijah je globina vpetja večja, kot je pri monolitnih podpornih konstrukcijah.

Bojan Majes: Fundiranje I

Gradbena jama 38

2.3 Sidrana podporna konstrukcija v nekoherentnem materialu z vpetim vznožjem Pri enkrat sidrani podporni konstrukciji smo poiskali globino vpetja D, tako da smo izpolnili ravnovesni enačbi. Ravnovesje med aktivnimi zemeljskimi pritiski v zaledju konstrukcije, pasivnim odporom temeljnih tal pred konstrukcijo in sidrno silo je izpolnjeno samo pri eni globini z0 = D. V takih primerih je ob dnu podporne konstrukcije nična vrednost upogibnega momenta in prečne sile. Pravimo, da ima konstrukcija prosti vznožni del. Če bi podporno konstrukcijo vpeli v temeljna tla za večjo globino (z > D), bi bili ravnovesni pogoji izpolnjeni le, če bi se konstrukcija pod dnom gradbene jame deformirala tako, kot je prikazano na naslednji sliki (2.18 a). Če se je sidrana konstrukcija s prostim vznožjem deformirala kot prostoležeči nosilec s previsoma (podpori sta sidro in rezultanta pasivnih pritiskov) se konstrukcija z vpetim vznožjem deformira kot nosilec na elastični podlagi (točkovna podpora na mestu sidra in linijska elastična podpora pod dnom gradbene jame).

Slika 2.18: Sidrana podporna konstrukcija z vpetim vznožjem V preprostih inženirskih računih sidrane podporne konstrukcije z vpetim vznožjem računamo tako, kot da imamo prostoležeč nosilec z vmesnim členkom - upogibni moment je nič (slika 2.18 b). Ravnovesje med aktivnimi zemeljskimi pritiski v zaledju konstrukcije, pasivnim odporom temeljnih tal pred konstrukcijo in sidrno silo je izpolnjeno, če ob dnu podporne konstrukcije (pri globini vpetja zu) dodamo vpetostno reakcijsko silo Ru.


Gradbena jama 39

Slika 2.19: Skica za preprost inženirski račun sidrane konstrukcije z vpetim vznožjem

Za tri neznanke (SH , Ru in zu) imamo na razpolago dve ravnovesni enačbi (∑ x = 0 in ∑ MO = 0). Če si globino vpetja zu izberemo, lahko neznanki SH in Ru izračunamo:

0=∑ OM ⇒ 0=∗−∗−∗ Ruaapp rReEeE (2.90)

∑ = 0x ⇒

0=+−− HuaP SREE (2.91) Če upoštevamo:

aua kzHE 2)(5.0 += γ

szHe ua −+= )(32

in

pup kzE 25.0 γ=

sHze up −+=32

ter

szHr uR −+=


Gradbena jama 40

Računski postopek je iterativen. Prava je tista globina vpetja zu , pri kateri so izpolnjeni deformacijski pogoji: na mestu sidra:

0=xu ali

dopSxx uu = (2.92) in na dnu konstrukcije:

0=∂∂

zux (2.93)

2.3.1 Statični račun sidrane podporne konstrukcije z vpetim vznožjem (v nekoherentnih tleh) po Blumu Blum podaja globino členka (zč) v odvisnosti od globine gradbene jame (H) in od količnika aktivnega zemeljskega pritiska (ka). Če privzamemo rešitev Bluma, odpade zamudno iterativno iskanje globine vpetja podporne konstrukcije (zu), ki mora ustrezati deformacijskima pogojema: na mestu sidra:

0=xu na dnu konstrukcije:

0=∂∂

zux

Slika 2.20: Skica za statični račun sidrane konstrukcije z vpetim vznožjem po Blumu


Gradbena jama 41

Slika 2.21: Globina členka v odvisnosti od globine gradbene jame H in količnika ak po Blumu Neznanke, ki nastopajo pri rešitvi Bluma (SH , Rč , R in zu), izračunamo za vsak del nosilca iz dveh ravnovesnih enačb (∑ x = 0 in ∑ M = 0). 2.3.2 Statični račun sidrane podporne konstrukcije z vpetim vznožjem (v nekoherentnih tleh) po Tschebotarioffu Za peščene zemljine ugotavlja Tschebotarioff, da je členek ob dnu gradbene jame (zč = 0), potrebna globina vpetja sidrane podporne konstrukcije pa je približno enaka:

Hzu 3.0≅ (2.94) Rezultirajoči pritiski na podporno konstrukcijo pod dnom gradbene jame (razlika pasivnega odpora pred konstrukcijo in aktivnih zemeljskih pritiskov v zaledju konstrukcije), so razporejeni po kvadratni paraboli.


Gradbena jama 42

Slika 2.22: Skica za statični račun sidrane konstrukcije z vpetim vznožjem po Tschebotarioffu Iz ravnovesja (∑ x = 0 in ∑ M = 0) zgornjega prostoležečega nosilca izračunamo sidrno silo (SH) in reaktivno silo v členku (Rč). Iz ravnovesja (∑ x = 0 in ∑ M = 0) spodnjega prostoležečega nosilca izračunamo rezultirajoči reaktivni sili E1 in E2 pod dnom gradbene jame, oziroma velikost rezultirajočih pritiskov e1 in e2.

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ∗= uzeE

32

32

11 (2.95)

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ∗= uzeE

31

32

22 (2.96)

∑ = 0x ⇒ 021 =−− čREE ⇒

092

94

21 =−− čuu Rzeze (2.97)

0=∑ čM ⇒ 031

85

32

32

83

21 =⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+∗−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛∗ uu zEzE ⇒

0108

219

21 =−ee (2.98)

Na naslednjih slikah so prikazani rezultati preprostih računskih analiz različnih podpornih konstrukcij v homogenih tleh. Za primerjavo je v naslednji preglednici zbranih nekaj zanimivih rezultatov.


Gradbena jama 43

Preglednica 2.2: Rezultati geostatičnih analiz različnih podpornih konstrukcij Vrsta podporne konstrukcje

Zemljina Globina gr. jame H (m)

Globina vpetja D (m)

Sidrna sila SH (kN)

Max. upogibni moment M (kN/m)

Max. prečna sile Q (kN)

slika

konzolna koherentna 7.0 11.63 - 1712.6 541.9 2.23-2.25

sidrana koherentna 7.0 3.67 180.4 428.3 184.1 2.26-2.28

konzolna nekoherentna 6.0 7.46 - 766.3 474.0 2.29-2.31

sidrana nekoherentna 6.0 2.85 103.1 147.9 87.6 2.32-2.34

sidrana z vpetim vznožjem

nekoherentna 6.0 4.85 80.4 158.8 205.7 2.35-2.37

Slika 2.23: Konzolna podporna konstrukcija v koherentnih tleh – Diagram rezultirajočih pritiskov


Gradbena jama 44

Slika 2.24: Konzolna podporna konstrukcija v koherentnih tleh – Diagram upogibnih momentov

Slika 2.25: Konzolna podporna konstrukcija v koherentnih tleh – Diagram prečnih sil


Gradbena jama 45

Slika 2.26: Sidrana podporna konstrukcija v koherentnih tleh – Diagram rezultirajočih pritiskov

Slika 2.27: Sidrana podporna konstrukcija v koherentnih tleh – Diagram upogibnih momentov


Gradbena jama 46

Slika 2.28: Sidrana podporna konstrukcija v koherentnih tleh – Diagram prečnih sil

Slika 2.29: Konzolna podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh – Diagram rezultirajočih pritiskov


Gradbena jama 47

Slika 2.30: Konzolna podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh – Diagram upogibnih momentov

Slika 2.31: Konzolna podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh – Diagram prečnih sil


Gradbena jama 48

Slika 2.32: Sidrana podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh – Diagram rezultirajočih pritiskov

Slika 2.33: Sidrana podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh – Diagram upogibnih momentov


Gradbena jama 49

Slika 2.34: Sidrana podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh – Diagram prečnih sil

Slika 2.35: Sidrana podporna konstrukcija z vpetim vznožjem v nekoherentnih tleh (Blum) –

Diagram rezultirajočih pritiskov


Gradbena jama 50


Diagram upogibnih momentov


Diagram prečnih sil


Gradbena jama 51

2.4 Statični račun večkrat sidranih (podprtih/razprtih) podpornih konstrukcij V primeru, ko je podporna konstrukcija večkrat sidrana (podprta ali razprta), se v zaledju zemeljski pritiski vzdolž konstrukcije prerazporedijo. V preprostih računskih analizah lahko za določitev sidrnih sil in upogibnih momentov v konstrukciji upoštevamo diagrame zemeljskih pritiskov, ki so za različne vrste zemljin prikazani na sliki 2.39. Če s ap označimo največjo vrednost zemeljskega pritiska v zaledju, lahko za podporno konstrukcijo (kontinuirni nosilec) izračunamo potrebne sidrne sile (reakcije v podporah kontinuirnega nosilca) in rezultirajoče upogibne momente v konstrukciji. V navpični smeri so upogibni momenti velikosti:

810

2

max

2iaia HpMHp

≤≤ (2.99)

v vodoravni smeri pa:

1012

2

max

2 LpMLp aa ≤≤ (2.100)

Slika 2.38: Skica za statični račun večkrat sidrane konstrukcije


Gradbena jama 52

Slika 2.39: Oblike diagramov zemeljskih pritiskov v različnih zemljinah V enačbi (2.99) smo z iH označili največjo razdaljo med sidri v navpični smeri, v enačbi (2.100) pa z L razdaljo med sidri v vodoravni smeri.

Slika 2.25: Obtežba in upogibni momenti na večkrat sidrane konstrukcije v vodoravni smeri

Pri dimenzioniranju večkrat podpornih konstrukcij lahko upoštevamo izkustvene vrednosti zemeljskih pritiskov. Za peske:

)2/'45(tan65,0 2 ϕγ −= oa Hp (2.101)

Za lahko do srednje gnetne gline:

4>ucHγ ⇒ ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

HcHp u

a γγ 41 (2.102)

in za težko gnetne gline:


Gradbena jama 53

4≤ucHγ ⇒ HHpa γγ 4,02,0 −= (2.103)

Prej opisani način dimenzioniranja večkrat sidranih (podprtih /razprtih) konstrukcij lahko služi samo kot informativni izračun. Na takšen način preverimo samo končno stanje, ko je gradbena jama izkopana do končne globine H . Pri večkrat podprtih konstrukcijah moramo računsko analizirati vsako fazo izvedbe (izkop, sidranje, izkop, sidranje, …). Danes so na voljo različni računalniški programi, ki omogočajo natančnejšo analizo večkrat podprtih konstrukcij (n.pr. Larix, Plaxis). V nadaljevanju so prikazani rezultati analize večkrat podprte konstrukcije po metodi končnih elementov s programom Plaxis.

Slika 2.56: Geometrijski podatki

Razporna plošča

Temeljna plošča

Lahko do srednje gnetna glina

Flišna preperina

Flišna kamnina

Diafragma d = 65 cm


Gradbena jama 54

Slika 2.56: Izolinije horizontalnih pomikov (izkop do razporne plošče)

Slika 2.57: Deformirana mreža končnih elementov (izkop do razporne plošče)


Gradbena jama 55

Slika 2.58: Diagram vodoravnih premikov (izkop do razporne plošče)

Maksimalna vrednost -48,58*10-3 m (faza: 5)

Slika 2.59: Diagram (ovojnica) prečnih sil (izkop do razporne plošče) Maksimalna vrednost -50,27 kN/m (faza: 5)


Gradbena jama 56

Slika 2.60: Diagram (ovojnica) upogibnih momentov (izkop do razporne plošče) Maksimalna vrednost 188,35 kN/m/m (faza: 5)

Slika 2.61: Izolinije horizontalnih pomikov (izkop do temeljne plošče)


Gradbena jama 57

Slika 2.62: Deformirana mreža končnih elementov (izkop do temeljne plošče)

Slika 2.63: Diagram vodoravnih premikov (izkop do temeljne plošče) Maksimalna vrednost -58,27*10-3 m (faza: 7)

SH = 306,4 kN


Gradbena jama 58

Slika 2.64: Diagram (ovojnica) prečnih sil (izkop do temeljne plošče) Maksimalna vrednost -243,46 kN/m (faza: 7)

Slika 2.65: Diagram (ovojnica) upogibnih momentov (izkop do temeljne plošče) Maksimalna vrednost 643,15 kN/m/m (faza: 7)


Gradbena jama 59

2.5 Varovanje brežin z brizganim betonom in pasivnimi sidri (soil nailing) Začasno lahko varujemo izkopne brežine gradbene jame tudi z brizganim betonom in pasivnimi sidri (soil nailing – »žebljane konstrukcije«). Takšno varovanje pride v poštev, če izvajamo gradbeno jamo v suhem, v nekoherentnih materialih ali slabših kamninah. Izvedba pasivnih sider je uspešna, če so tla primerna za sidranje.

Slika 2.66: Primer varovanja brežine z brizganim betonom in pasivnimi sidri

Pasivna sidra se štejejo za sistematičen ukrep, če so vgrajena vsaj z gostoto 1 sidro/6m2. Najpreprostejše pasivno sidro je rebrasta armaturna palica, vtisnjena v predhodno izvrtano in z injekcijsko maso zapolnjeno vrtino.

Slika 2.67: Rebrasta armaturna palica s podložno ploščo in matico. Razvita so raznovrstna sidra za različne razmere:

• Ko vrtina ni stabilna (se ruši), uporabljamo sidra, ki imajo lastno vrtalno krono in so votla, da omogočajo naknadno injektiranje (n.pr. IBO sidra).


Gradbena jama 60

Slika 2.68: IBO sidro

• Ko potrebujemo takojšen učinek (pretežno v suhih kamninah), lahko uporabimo Swellex sidra (sidra iz tanjše pločevine, ki se po vstavitvi s tlakom vode napne tako, da ima dober trenjski stik s kamnino.)

Slika 2.68: Swellex sidro


Gradbena jama 61

Slika 2.68: Običajno zaporedje del pri varovanju vkopne brežine s pasivnimi sidri. Kako upoštevamo pasivna sidra v stabilnostni analizi?

Slika 2.69: Pasivnih sider ne smemo upoštevati kot dodatnih sil na brežini


Gradbena jama 62

Slika 2.70: Pasivnih sider ne smemo upoštevati kot dodatnih sil na drsini

Slika 2.71: Velikost sile v pasivnemo sidru upoštevamo na vsaki drsini drugače (odvisno od sidrne

dolžine sidra La)

Slika 2.72: Teoretična (Fmax) in dejanska sila (F) v pasivnem sidru


Gradbena jama 63

3.0 RAZLIČNE TEHNOLOGIJE IZVEDB PODPORNIH KONSTRUKCIJ 3.1 Pilotne stene

Mikrokoli: d = 10 do 30 cm (Makro)koli: d = 40, 60, 80, 100; 125, 150 cm (in več) Ločimo: ⇒ Pilotne stene s prekrivajočimi se koli

⇒ Pilotne stene z dotikajočimi se koli

⇒ Prekinjena pilotna stena

Medosni raztoj med koli mora biti manjši od 3d, da lahko še računamo takšno konstrukcijo kot steno. Izvedbe kolov se razlikujejo po načinu izkopa (stroj) in varovanju izkopa (opaž, izplaka, zrak).


Gradbena jama 64

Slika 3.1: Tehnologija Benotto

Slika 3.2: Tehnologija Benotto - grabež Slika 3.3: Tehnologija Benotto - sekač


Gradbena jama 65

Slika 3.4: Tehnologija Benotto – armaturni koši

Slika 3.5: Betoniranje


Gradbena jama 66

Slika 3.6: Izvedba pilotov Slika 3.7: Končana pilotna stena


Gradbena jama 67

Slika 3.8: Tehnologija s spiralnim izkopom pilota – opaž se vtiskuje sočasno s polžem za izkop


Gradbena jama 68

Slika 3.8: Tehnologija »Kelly« s spiralnim izkopom pilota – opaž se uvrta ločeno od polža za izkop

pilota

Slika 3.9: Strojna garnitura »Kelly«


Gradbena jama 69

Slika 3.10: Izvedba »CFA« pilotov – brez opaža


Gradbena jama 70

Slika 3.11: Tehnologija »Kelly« za izvedbo pilotov brez opaža


Gradbena jama 71

Slika 3.12: Izvedba mikrokolov z izplako


Gradbena jama 72

Slika 3.13: Tehnologija »Franki« za izvedbo pilotov z razširjeno nogo


Gradbena jama 73

3.2 Diafragme

Debelina: 40, 60, 80, 100 in 120 cm (tudi več) Širina izkopa ene lamele: do 800 cm Globina: do 60 m Izkop: ⇒ sesalno drogovje ⇒ grabežni bagri ⇒ izkop varujemo z bentonitno izplako (γ > 10 kN/m3) ali z zračnim nadtlakom. Diafragme so vodotesne. Izvedba diafragem je različna. Na naslednjih slikah sta prikazani najbolj običajni izvedbi diafragem.

Slika 3.14: Zaporedna izvedba posameznih lamel diafragme


Gradbena jama 74

Slika 3.15: Izmenična izvedba posameznih lamel diafragme


Gradbena jama 75

Slika 3.16: Pregradni element za dosego vodotesnosti med posameznimi lamelami

Slika 3.17: Vodilni kanal pri zvedbi diafragme


Gradbena jama 76

Slika 3.18: Različni grabeži za bagerski izkop

Slika 3.19: Rezkarji in sesalno drogovje

Slika 3.20: Armaturni koš


Gradbena jama 77

Slika 3.21: Dve različni diafragmi

3.3 Injektiranje Ločimo: Penetracijsko injektiranje – permeation grouting Masa, ki jo injektiramo v temeljna tla pod nizkimi pritiski, zapolni praznine v zemljini in ne spremeni strukture temeljnih tal. Različnih mase za injektiranje v odvisnosti od prepustnosti zemljine: • če so zemljine manj prepustne (k ≤ 10-6 cm/s) penetracijsko injektiranje ni možno • injektiranje s smolami (10-6

< k < 10-4 cm/s) • silikatne suspenzije (10-4

< k < 10-2 cm/s) • cementne suspenzije (k ≥ 10-2 cm/s) Kompakticijsko injektiranje – displacement compaction grouting Pod pritiskom utiskujemo injekcijsko maso v zemljino. Injekcijska masa premika zrna zemljin, kar se manifestira v povečanju gostote temeljnih tal. Ovijanje z injekcijsko maso – encapsulation grouting Injekcijska masa se utiskuje v temeljna tla pod visokimi pritiski, kar povzroča hidravlični lom tal. V tleh nastanejo razpoke, ki jih izpolni injekcijska masa. Posledično se temeljna tla zgostijo.


Gradbena jama 78

Slika 3.22: Uporaba različnih injekcijskih mas od zrnavosti tal (prepustnosti)

Jet grouting Zaradi injektiranja temeljnih tal z različnimi injekcijskimi masami pod visokimi pritiski, se struktura temeljnih tal poruši, posamezna zrna zemljine se mešajo z injekcijsko maso. V temeljnih tleh dobimo okrog injekcijske vrtine slop poboljšanih temeljnih tal. Najpogosteje se uporabljajo vodo-cementne mase, lahko pa tudi vodo-cementno-bentonitne mase. Pri Jet grouting postopku ločimo tri različne tehnologije, ki omgočajo na enostaven in poceni način ali pa na tehnološko bolj zahteven in dražji način poboljšanje mehanskih lastnosti v praktično vseh vrstah temeljnih tal. Oprema: • Hidravlični vrtalni stroj • Visokotlačna črpalka • Mešalna postaja • Silosi za cement, vodo in bentonit


Gradbena jama 79

Slika 3.23: Oprema za izvedbo jet groutinga

Slika 3.24: Injekcijska šoba pri jet groutingu

Jet grouting lahko izvajamo na tri načine – po treh tehnologijah.


Gradbena jama 80

T1 ... Enofazna tehnologija Suspenzija vode in cementa se injektira pod pritiskom 400 -600 barov. Dobijo se koli premera 40 – 80 cm.

Slika 3.25: Enofazna tehnologija

T1/B , T1/S ... Dvofazna tehnologija Pri prvem načinu se zemljina ''ruši'' skozi zgornjo šobo z vodnim pritiskom 400 – 600 barov, vodo-cementna suspenzija se skozi spodno šobo injektira pod pritiskom 400 - 600 barov. Dobijo se koli premera 50 – 100 cm. Potrebno je dvojno drogovje. Pri drugem načinu se injektiranje vodo-cementne suspenzije, pod pritiskom 400 - 600 barov, pospešuje s potiskanjem zraka s pritiskom 5 – 6 barov. Dobijo se koli premera 60 – 140 cm. Potrebno je dvojno drogovje.


Gradbena jama 81

Slika 3.26: Dvofazna tehnologija

T2 ... Trofazna tehnologija Zemljina se ''ruši'' z vodnim pritiskom 400 – 600 barov, injektiranje vodo-cementne suspenzije, pod pritiskom 15 - 40 barov, se pospešuje s potiskanjem zraka s pritiskom 5 – 6 barov. Dobijo se koli premera 140 – 200 cm. Potrebno je trojno drogovje.

Slika 3.27: Trofazna tehnologija


Gradbena jama 82

Faze izvedbe Jet groutinga:

Slika 3.28: (1) vrtanje

Slika 3.29: (2) pričetek injektiranja

Slika 3.30: (3) injektiranje in izvlačenje


Gradbena jama 83

Parametri, ki vplivajo na izvedbo Jet grouting kolov: • premer šobe: 1.5 do 4 mm (1 ali 2 šobi) • pritisk injektiranja: 400 – 600 barov • hitrost rotacije drogovja: 15 do 60 rpm • hitrost dvigovanja drogovja: 2 – 12 min/m • količina cementa (kg/m1, kg/m3) • vodocementni faktor (običajno 1/1, lahko tudi manj z dodatki cementu) Dobljeni rezultati injektiranja z visokimi pritiski (Jet grouting) Dolžina Jet grouting kola (odvisno od naprave; L = 20 do 30 m) Premer Jet grouting kola (odvisno od vrste temeljnih tal in postopka injektiranja; d = 40 do 200 cm) Enoosna tlačna trdnost Jet grouting kola (odvisno od vrste temeljnih tal in količine vodo-cementne mase; qu = 3 do 20 MPa) Elastični modul Jet grouting kola (odvisno od vrste temeljnih tal in od dosežene enoosne tlačne trdnosti; E = 1.500 do 15.000 MPa Prepustnost Jet grouting kola (10-5 ≤ k ≤ 10-7 cm/s)

Slika 3.31: Premeri Jet Grouting kolov, odvisni od načina izvajanja in vrste temeljnih tal.


Gradbena jama 84

Slika 3.32: Jet Grouting koli izvedeni v prepustnih tleh

Slika 3.33: Jet Grouting koli izvedeni v neprepustnih tleh


Gradbena jama 85

Slika 3.34: Dosežene enoosne tlačne trdnosti v Jet Grouting kolih v odvisnosti od količine cementa

Slika 3.35: Doseženi elastični moduli v Jet Grouting kolih v odvisnosti od enoosne tlačne trdnosti (za meljaste in meljasto-peščene zemljine)


Gradbena jama 86

Slika 3.36: Izvedba ob objektu Slika 3.37: Kvalitetno izvedeni jet grouting koli

Slika 3.38: Nekvalitetno izvedeni jet grouting koli


Gradbena jama 87

Nekaj primerov uporabe Jet groutinga:

Slika 3.39: Vodoravni jet grouting koli

Slika 3.40: »Podbetoniranje« obstoječih temeljev in varovanje izkopa gradbene jame


Gradbena jama 88

Slika 3.41: Uporaba jet groutinga pri gradnji predorov


Gradbena jama 89

Slika 3.42: Uporaba jet groutinga pri gradnji prometnic

Slika 3.42: Uporaba jet groutinga pri izvedbi gradbene jame


Gradbena jama 90

Slika 3.43: Uporaba jet groutinga pri sanaciji temeljev

Slika 3.44: Uporaba jet groutinga pri zemeljskih sidrih


Gradbena jama 91

3.4 Zagatne stene

Glede na material ločimo:

⇒ lesene zagatnice

⇒ armirano-betonske zagatnice

⇒ jeklene zagatnice

⇒ kombinacija jeklenih nosilcev in lesenih polnil (H – BEAM) Glede na izvedbo:

⇒ prefabricirani elementi zagatnih sten

⇒ kombinacija montažnih in na mestu izdelanih elementov Glede na podpiranje:

⇒ razpiranje

⇒ sidranje

⇒ kombinacija vzdolžnih nosilcev in prečnih razpor

⇒ kombinacija vzdolžnih nosilcev in sider Lesene zagatne stene: • Za začasno opiranje, v temeljnih tleh kjer jih je mogoče zabiti. • Uporabljamo smreko, bor, macesen in hrast. • Debelina lesenih zagatnic: 6 do 30 cm. Velja pravilo, da je debelina zagatnice v (cm) dvakratnik

dolžine v (m); L = 14 m, d = 2x14 = 28 cm. • Širina lesenih zagatnic: 25 cm • Dolžina zagatnic: do 15 m. Armirano-betonske zagatnice: • MB 45 • Zaščitni sloj betona 3 cm v sladki in 4 cm v slani vodi. • Debelina AB zagatnic: min. 12 cm do max. 40 cm • Širina AB zagatnic: 40 – 50 cm • Dolžina AB zagatnic: 6, 9, 12 in izjemoma 20 m.


Gradbena jama 92

Jeklene zagatnice: • Različno oblikovani prerezi (večji vztrajnostni in odpornostni moment) • Dolžina: 6, 9, 12 m (lahko se varijo)

Slika 3.45: Različni načini izvedbe lesenih zagatnih sten


Gradbena jama 93

Slika 3.46: Armiranobetonske zagatnice


Gradbena jama 94

Slika 3.47: Jeklene zagatnice


Gradbena jama 95

Slika 3.48: Podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic, razprta z armiranobetonsko ploščo

Slika 3.49: Podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic, razprta z jekleno konstrukcijo


Gradbena jama 96

3.5 Berlinske stene (H – BEAM): Pod dnom gradbene jame je treba aktivne zemeljske pritiske in pasivni odpor tal računati na 3 kratno širino jeklenega nosilca, aktivne pritiske nad dnom gradbene jame pa na tekoči meter.

Slika 3.50: Podporna konstrukcija iz jeklenih profilov in betonskih polnil

Slika 3.51: Podporna konstrukcija iz jeklenih profilov in lesenih polnil


Gradbena jama 97

3.6 Soil nailing

Slika 3.52: Izvedba vodnjaka z brizganim betonom in pasivnimi sidri.

Slika 3.53: Izvedba portala predora z brizganim betonom in pasivnimi sidri.

gradbena jama

Documents