Horgos Geomehanika

INVESTITOR:

SEVERNA SOLLARNA ELEKTRANA d.o.o.

Horgoš, ulica Bele Bartoka br.2

NAZIV OBJEKTA: Solarna elektrana 2.1MW

MESTO GRADNJE:

HORGOŠ, ulica Ljubljanska

NAZIV PROJEKTA: GEOMEHANIČKI ELABORAT

ODGOVORNI PROJEKTANT:

Dr Petar SANTRAČ, dipl.građ.inž. lic.br. 316 I482 10

SARADNICI:

Željko BAJIĆ, dipl.građ.inž.

Milan Dragojlović, građ.teh.

Darko ILIĆ, građ.teh.

KONSULTANTI:

Datum:

Jun, 2012.

Broj elaborata:

EG – 046/2012

__________________________________

Direktor: Zoran BIJELIĆ, dipl.građ.inž.

M.P.

SADRŽAJ:

1. OPŠTA DOKUMENTACIJA ............................... ...................................................... 3

1.1 Izvod iz Agencije za privredne registre ........................................................................ 4

1.2 Rešenje o imenovanju odgovornog projektanta ........................................................... 7

1.3 Licenca odgovornog projektanta .................................................................................. 8

2. TEKSTUALNA DOKUMENTACIJA .......................... ............................................... 9

2.1 Tehnički izveštaj ........................................................................................................ 10

2.2 Terenska ispitivanja ................................................................................................... 13

2.3 Laboratorijska ispitivanja ........................................................................................... 14

2.4 Opis geomehaničkog profila ...................................................................................... 15

2.5 Sumarni prikaz rezultata ispitivanja uzoraka tla ......................................................... 17

2.6 Grafički prikaz geomehaničkog profila ....................................................................... 18

2.7 Računski model geomehaničkog profila .................................................................... 19

2.8 Proračun nosivosti plitkih temelja............................................................................... 20

2.9 Proračun sleganja plitkih temelja ............................................................................... 21

2.10 Rezultati proračuna nosivosti i sleganja ..................................................................... 24

2.11 Kolovozna konstrukcija .............................................................................................. 25

2.12.1 Cement – betonski kolovoz .................................................................................... 26

2.12.2 Asfalt – betonski kolovoz ....................................................................................... 29

2.13 Metodologija ispitivanja zbijenosti prema SRPS ........................................................ 33

3. GRAFIČKA DOKUMENTACIJA .................................. .......................................... 35

Situacioni plan sondažnih mesta Prilog…………… 1

Dijagram granulometrijskog sastava Prilog…………… 2

Dijagram plastičnosti (AC, AASHTO) Prilog…………… 3

Dijagram čvrstoće na smicanje Prilog…………… 4

Dijagrami stišljivosti Prilog…………… 5

1. OPŠTA DOKUMENTACIJA

Naziv objekta: Solarna elektrana Strana: 4

Mesto gradnje: HORGOŠ Datum: 04.07.2012


d.o.o. GeoEXPERT Subotica

1.1 Izvod iz Agencije za privredne registre **********************************************************************************













1.2 Rešenje o imenovanju odgovornog projektanta

Broj: EG-046/2012 Datum: 11.06.2012.

Na osnovu Zakona o planiranju i izgradnji (,,Službeni glasnik Republike Srbije,, broj 72/2009, 81/2009 - ispr. i 64/2010 - odluka US), Pravilnika o tehničkim normativima za temeljenje građevinskih objekata (,,Službeni list SFRJ,, broj 15/1990) saglasno stručnoj spremi i drugim stručnim uslovima koje moraju ispunjavati radnici koji rade na vršenju izrade tehničke dokumentacije donosim sledeće:

R E Š E NJ E

za odgovornog projektanta Geomehaničkog elaborata za

SOLARNU ELEKTRANU

u HORGOŠU

određuje se:

Dr Petar SANTRAČ, dipl.građ.inž.

broj licence: 316 I482 10 Pri izradi tehničke dokumentacije imenovani će se u svemu pridržavati važećih propisa, odredaba

Zakona o planiranju i izgradnji (″Službeni glasnik Republike Srbije″ broj 72/2009, 81/2009 - ispr. i 64/2010 - odluka US).

Direktor:

______________________ Zoran BIJELIĆ, dipl.građ.inž.

M.P.





1.3 Licenca odgovornog projektanta

2. TEKSTUALNA DOKUMENTACIJA





2.1 Tehni čki izveštaj Cilj izrade elaborata je definisanje geomehaničkih podloga, odnosno geomehaničkog profila, nivoa podze-

mne vode i fizičko-mehaničkih parametara tla za potrebe projektovanja i izgradnje SOLARNE ELEKTRANE u

Horgošu, u ulici Ljubljanska, koja se pruža uz severo-zapadnu stranu lokacije. Na jugo-zapadnoj strani

lokacije je pruga Horgoš-Senta, dok su oko preostale granice lokacije njive.

Snaga elektrane je 2.1MW, a gabaritna površina lokacije iznosi 6000m2. Paneli kolektora su oslonjeni na

nosače koji su fundiranai na dubini od 1.6m od površine terena. Teren je na lokaciji približno horizontalan,

mestimično, pri površini terena sa ostacima malog zabarenja. Apsolutna kota terena je između 82-83 mnv.

Pristup objektu i komunikacija oko objekata je preko cement-betonskog ili asfalt-betonskog kolovoza.

Predviđeno saobraćajno opterećenje je SREDNJE, sa 1×106 ekvivalentnih osovina od 80kN, za period od 20

godina.

Za predmetnu lokaciju se ne raspolaže sa podacima o ranijim geomehaničkim istražnim radovima. U cilju

utvrđivanja geomehaničkog profila, urađeno je šest (6) sondažnih bušotina, dubine 4.0m od površine

terena. Raspored istražnih mesta je prikazan na Prilogu-1. Istražni radovi su izvedeni 11 juna 2012. godine,

po suvom vremenu.

Nivo podzemne vode je na dan ispitivanja bio na dubini između 1.7-1.9m od površine terena, odnosno na

prosečnoj koti od 80.9mnv. Nivo podzemne vode osciluje tokom godine, međutim o kretanju nivoa ne

postoje višegodišnji, pouzdani mereni podaci.

Tokom sondažnog ispitivanja, uzeti su neporemećeni i poremećeni uzorci tla, na kojima je izvršena terenske

identifikacija i makroklasifikacija i standardna geomehanička laboratorijska ispitivanja prema SRPS-U.B1.

Rezultati ispitivanja su prikazani pod tačkom C) Grafički prilozi.

Na osnovu terenske identifikacije i makroklasifikacije i rezultata laboratorijskih ispitivanja uzoraka tla,

geomehanički profil terena je uglavnom ujednačen. Prema granulometrijskom sastavu, ispod površinskog

Lokacija





nasipa od peska debljine oko 0.4m, nalazi se sloj zasićene prašinaste gline debljine oko 1.6m, koja leži preko

sloja peska čija podina nije dosegnuta. Na ispitanoj lokaciji se mogu izdvojitii sledeći litološki članovi:

1 PESAK (SF), sitnozrn, humusiran, veštački nasut, tamno sivo-smeđe boje, slabo zbijen. Debljina

sloja je između 0.3-0.5m.

2 GLINA (CL-CI), nisko/srednje plastična, malo peskovita, zasićena, srednjeplastične konzistencije,

svetlo sive do sive boje. Sloj je utvrđen u sondažnim bušotinama, sa podinom na dubini između

2.0-2.2m od površine terena.

3 PESAK (SF-SP, SF-SU, SC), sitnozrn/srednjezrn, slabo graduiran, prašinast, slabo zbijen, sive boje.

Podina sloja je nije dosegnuta do dna bušotine od 4.0m od površine terena.

U okviru ovog elaborata, utvrđen je geomehanički profil terena, sa prikazom indeksnih parametara,

parametara čvrstoće i deformabilnosti za efektivne napone (tabela 3), izvršen je proračun dozvoljenog

opterećenja i sleganja temelja i dat je predlog kolovozne konstrukcije za internu saobraćajnicu na lokaciji.

Proračun nosivosti je izvršen za vertikalno i centrično opterećenje i računske parametre čvrstoće (tabela-3).

Parcijalni faktori sigurnosti su 1.5 za ugao smičuće otpornosti i 3.0 za koheziju.

Nosivost važi za statičke uticaje u kojima su uzeta u obzir glavna (sopstveno i korisno opterećenje, pritisci

vode i tla) i dopunska opterećenja (od kapilarnosti, bubrenja, zaleđivanja i puzanja tla i seizmičko-

dinamičkih uticaja). Samo za glavna opterećenja, nosivost se smanjuje za 20%.

Proračun sleganja trakastih temelja i samaca je izvršen za vertikalno i centrično opterećenje, za opterećenje

koje odgovara punoj nosivosti temeljnog tla.

Za ekscentrično i zakošeno opterećenje, nosivost i sleganje se određuje posebnim proračunom (prema

reakcijama iz statičkog proračuna) na osnovu metodologije opisane pod tč. 2.8.

Na osnovu seizmološke karte, na predmetnoj lokaciji je maksimalni intenzitet očekivanog zemljotresa MCS

skale, za povratni period od 500 godina, VIII stepena. U pogledu lokalnih uslova, tlo odgovara kategoriji II.

Na osnovu rezultata geomehaničke analize, zaključeno je sledeće:

• Usvojena je dubina fundiranja od 1.2m od površine terena. Na mestima između sondažnih bušotina gde

se pri iskopu utvrdi temeljno tlo lošeg kvaliteta, potrebno je izvršiti zamenu sloja, peskom bez organskih

primesa i nečistoće.

• Za dubinu fundiranja od Df ≈1.6m, dozvoljeni napon ispod centrično i vertikalno opterećenog trakastog

temelja širine B=0.5-1.0m iznosi qa=240-310kPa. Sleganje pri punom iskorišćenju nosivosti je s(qa)≈2.0-

3.6cm. Predlaže se smanjenje kontaktnog napona na q=150kPa, pri čemu su sleganja s(150)=1.2-1.9cm.

• Za dubinu fundiranja od Df ≈1.6m, dozvoljeni napon ispod centrično i vertikalno opterećenog temelja

samca širine B=0.75-2.0m iznosi qa=320-385kPa. Sleganje pri punom iskorišćenju nosivosti su s(qa)≈2.0-

4.2cm. Predlaže se smanjenje kontaktnog napona na q=160kPa, pri čemu su sleganja s(160)=1.0-2.0cm.





• Za dimenzionisanja AB temelja na deformabilnoj podlozi (Winklerov model), modul reakcije podloge na

dubini fundiranja, za trakast temelj širine 0.50-1.0m je k≈12.2-7.9 MN/m3, a za temelj samac širine 1.0-

2.0m k≈12.8-8.1MN/m3.

• Za buduću internu saobraćajnicu na lokaciji, analizirana je cement-betonska i asfalt-betonska kolovozna

konstrukcija, za SREDNJE saobraćajno opterećenje od ESO80 =1.0×106 (standardnih osovina od 80kN) za

projektovani period od 20 godina.

Prema SRPS U.C4.014:1994 i SRPS U.C4.015:1994, dobijeno je sledeće:

- Cement betonska kolovozna ploča (MB30) 18.0 cm

- Razdvajajući sloj od termoplastične folije 65-125 µm DNS - Nevezani krupnozrni materijal (Ms=70.0MPa / Evd=55.0 MPa) 15.0 cm - Zamena posteljice peskom – čist, bez org. primesa (Ms=30.0MPa / Evd=25.0MPa) 15.0 cm

Ukupna debljina slojeva 33.0 cm

- Zastor od asfalt betona ( AB11S, bit60 + BNS 32SB, bit60 ) 11.5 cm GNS - Nevezani krupnozrni materijal – 0/30mm (Ms=100.0MPa ili Evd=75.0MPa) 10.0 cm DNS - Nevezani krupnozrni materijal – 0/60mm (Ms=70.0MPa ili Evd=55.0MPa) 37.0 cm - Zamena posteljice peskom – čist, bez org. primesa (Ms=30.0MPa / Evd=25.0MPa) 20.0 cm

Ukupna debljina slojeva 58.5 cm

Napomena:

Predlog kolovozne konstrukcije u ovom elaboratu (za geomehaničke parametre, klimatsko-

hidrološke uslove i saobraćajno opterećenje) je samo preliminaran. Konačno rešenje može

dati samo licencirani projektant u okviru Glavnog projekta saobraćajnica!

Opšte napomene: Predlozi i zaključci u ovom elaboratu važe isključivo za ispitanu lokaciju i ne mogu se bez

pismene saglasnosti projektanta ovog elaborata primeniti na drugi objekat ili lokaciju.

Treba imatu u vidu, da je geomehanički profil urađen na osnovu bušotina koje su tačkasto raspoređene na

ispitanoj oblasti, tako da su rezultati ispitivanja lokalne veličine, i može se desiti da odstupaju od vrednosti

na mestima gde ispitivanja nisu izvršena.

Ukoliko se u toku izvođenja radova primete značajnija odstupanja, treba obavezno konsultovati autora ovog

elaborata, koji će dati stručno mišljenje. Ako se tokom projektovanja i izgradnje, pojave stručna pitanja u

vezi elaborata, autor izveštaja ostaje u obavezi da na njih pismeno odgovori.

Odgovorni projektant

M.P. Dr Petar SANTRAČ, dipl.građ.inž.

br. Licence 316 I482 10




d.o.o. ,,GeoEXPERT,, Subotica

2.2 Terenska ispitivanja

Terenska ispitivanja geomehaničkog profila obuhvataju vizuelni pregled lokacije, prikupljanje svih

raspoloživih – potrebnih podloga, geodetsko snimanje visinskog položaja sondažnih mesta u odnosu na

bliski reper ili tačku sa poznatom nadmorskom visinom.

U toku sondažnog ispitivanja terena, vađeni su i označeni uzorci tla, izmerena je pojava (PPV) i nivo

podzemne vode (NPV).

Istražni radovi su izvedeni 11.06.2012. godine.

Sondažno ispitivanje je izvršeno sa šest (6) sondažnih bušotina, dubine 4.0m od površine terena.

Raspored sondažnih mesta je prikazan na Prilogu-1.

Bušenje je izvršeno mašinski, bušaćom mašinom tipa ″GDL-150″ - Geomašina Zemun, pomoću bušaćeg

svrdla i kašike. Prečnik sondiranja je 140mm. Tokom sondažnog ispitivanja je vođen zapisnik u koji su

unete granice slojeva, podaci makro-identifikacije i klasifikacije, položaj i vrsta uzetih uzoraka i sl.

Interval uzorkovanja je minimum svaki sloj ili do 1.0m za poremećene i do 2.0m za neporemećene

uzorke.

Neporemećeni uzorci su vađeni tankozidnim otvorenim cilindrom (Thin-Wall Sampler), dužine 400mm,

spoljnjeg prečnika D=100mm, unutrašnjeg prečnika d=97.5mm, odnosno debljine zida 1.25mm (≈1/20

in). Odnos površina poprečnog preseka (Area ratio) cilindra, definisan je kao Ar =100(D2 - d2)/d2 , i

konkretno iznosi ≈5%.

Prema tehničkim normativima za uzimanje neporemećenih uzoraka (ASTM) zahteva se da odnos

površina bude manji od 10%. Uobičajena debljina zida cilindra je između 1.6–3.2mm, prečnik između

76–130mm, dužina između 600–760mm, a brzina utiskivanja cilindra između 7-15cm/s.

U tabeli-1 su dati osnovni podaci o sondažnim mestima i dubini podzemne vode:

Tabela 1

Oznaka

sonde

Dubina

Sonde (m)

Dubina PV

(m)

Koordinata

Y (m)

Koordinata

X (m)

Kota sonde

(mnv)

Kota PV

(mnv)

B-1 4.0 1.7 82.57 80.87 B-2 4.0 1.8 82.59 80.79 B-3 4.0 1.8 82.59 80.79 B-4 4.0 1.7 82.57 80.87 B-5 4.0 1.9 82.72 80.82 B-6 4.0 1.7 82.62 80.92





2.3 Laboratorijska ispitivanja

Geomehanička laboratorijska ispitivanja uzoraka tla su urađena na neporemećenim i poremećenim

uzorcima izvađenim iz karakterističnih slojeva tokom sondažnog bušenja. Standardna geomehanička

ispitivanja su urađena u geomehaničkoj laboratoriji preduzeća ″GeoEXPERT″ doo u Subotici, saglasno

važećem standardu SRPS U.B1.

Boje uzoraka su određene na svežim prelomima,

koristeći standardni kolor sistem po Munsellu, zasnovan

na fiziologiji ljudskog oka. Sistem sadrži tri nezavisne

dimenzije u cilindričnom koordinatnom sistemu:

• Hue (boja, obojenost) koja se meri duž horizontalne

kružnice i sadrži 5 osnovnih (Red, Yellow, Green,

Blue, Purple), 5 među-boja i 10 sub-boja. Ukupno

100 celobrojnih oznaka boje.

• Value (osvetljenost), koja se meri vertikalno od 0

(crne) do 10 (bele).

• Chroma (intenzitet boje) koji se meri u radijalnom

pravcu od neutralne (sive) vertikalne ose (0-12).

Drenirani opiti čvrstoće (CD) su izvršeni na uzorcima izvađenih pomoću tankozidnog otvorenog cilindra.

Urađen je opit direktnog smicanja na aparatu sa kontrolisanom brzinom smicanja (strain controled) tipa

CONTROLS-DIGISHEAR. Dimenzije uzoraka su 60/60/20mm (36cm2). Uzorci su pre smicanja potopljeni

(zasićeni vodom) i konsolidovani u trajanju od 8h, pod normalnim opterećenjem od 100, 200 i 400kPa.

Dreniranje uzoraka pri smicanju je obostrano. Brzina smicanja je bila 0.01mm/min.

Opiti stišljivosti su izvršeni na uzorcima izvađenim pomoću tankozidnog otvorenog cilindra. Urađen je

opit na edometarskom aparatu tipa CONTROLS. Dimenzije uzoraka su ∅71.4/20mm (40cm2). Stepenice

opterećenja su 50,100,200,400 i 800kPa a stepenice rasterećenja 800,400 i 100kPa. Vreme konsolidacije

pod stepenicom opterećenjem je 12h. Opiti stišljivosti su rađeni na prirodno vlažnim uzorcima. Spisak

izvršenih laboratorijskih ispitivanja je prikazan u tabeli-2.

Tab

ela

– 2

1 Prirodne vlažnosti SRPS U.B1.012 .........Prilog broj 1,3

2 Specifične težine SRPS U.B1.014 .........Prilog broj 1

3 Zapreminske težine SRPS U.B1.016 .........Prilog broj 1

4 Granulacije SRPS U.B1.018 .........Prilog broj 1,2

5 Granice konzistencije SRPS U.B1.020 .........Prilog broj 1,3

6 Smičuće čvrstoće SRPS U.B1.028 .........Prilog broj 1,4

7 Stišljivosti SRPS U.B1.032 .........Prilog broj 1,5

8 Optimalne vlažnosti SRPS U.B1.038 .........Prilog broj 1

Grafički prilozi laboratorijskih opita: granulacije, vlažnosti, granice konzistencije, opita direktnog

smicanja, opita stišljivosti, kao i zbirni pregled svih ispitanih materijalnih parametara, dati su pod C)

Grafički prilozi.





2.4 Opis geomehani čkog profila

Na lokaciji buduće Solarne elektrane u Horgošu, na osnovu šest (6) sondažnih bušotina dubine 6.0m od

površine terena, utvrđen je sledeći geomehanički profil :

Dubina B-1 / 82.57 mnv

0.0 – 0.3 1 PESAK (SF), sitnozrn, humusiran, veštački nasut, tamno sivo-smeđe boje, slabo zbijen.

0.3 – 2.2 2

GLINA (CL-CI), nisko/srednje plastična, malo peskovita, zasićena, srednjeplastične

konzistencije, svetlo sive do sive boje. Nivo podzemne vode je 1.7m od površine terena.

� Na uzorku sa 0.8 m od površine terena, granica tečenja je LL=39.2%, indeks plasti-

čnosti IP=16.0%, vlažnost w=29.8%, indeks konzistencije Ic=0.59, vodopropusnost

k♣≈1.4×10-9 m/s.

2.2 – 4.3 3

PESAK (SF-SP, SF-SU, SC), sitnozrn/srednjezrn, slabo graduiran, prašinast, slabo zbijen,

sive boje.

� Na uzorku sa 4.0 m od površine terena, vlažnost w=27.0%, vodopropusnost

k♣≈1.2×10-5 m/s, suva zapreminska težina γd=15.44 kN/m3, koeficijent poroznosti

e=0.747, parametri deformabilnosti Mo=8.41MPa i K=44.63, parametri čvrstoće

φ′=32.70 i c′=0.6 kPa.



0.5 – 2.0 2





k♣≈1.4×10-8 m/s, (2.8×10-8)♠, suva zapreminska težina γd=15.52 kN/m3, koeficijent

poroznosti e=0.74, parametri deformabilnosti Mo=3.7MPa i K=31, koeficijent konso-

lidacije Cv=5.1×10-2cm2/s, parametri čvrstoće φ′=21.10 i c′=12.5 kPa, optimalna

vlažnost po Proktoru wopt≈15.50%, max suva zapreminska težina γd,max=18.15kN/m3,

stepen zbijenosti ID=85.5%, a kalifornijski indeks nosivosti CBR≈5.7%.

2.0 – 4.0 3


sive boje.


k♣≈1.0×10-5 m/s.



0.3 – 2.0 2 GLINA (CL-CI), nisko/srednje plastična, malo peskovita, zasićena, srednjeplastične


2.0 – 4.0 3 PESAK (SF-SP, SF-SU, SC), sitnozrn/srednjezrn, slabo graduiran, prašinast, slabo zbijen,

sive boje.

♣ Prema USBR u funkciji prečnika čestice D20 ♠ Prema Tavenas (1991) u funkciji procentualnog sadržaja frakcija gline CF, indeksa plastičnosti IP i koeficijenta poroznosti e








φ′=32.90 i c′=0.5 kPa.





2.0 – 4.0 3 PESAK (SF-SP, SF-SU, SC), sitnozrn/srednjezrn, slabo graduiran, prašinast, slabo zbijen,

sive boje.



0.3 – 1.9 2





k♣≈2.3×10-9 m/s, (1.9×10-9)♠, suva zapreminska težina γd=15.98 kN/m3, koeficijent

poroznosti e=0.688, optimalna vlažnost po stand. Proktoru wopt≈16.50%, max suva

zapreminska težina γd,max=17.80kN/m3, stepen zbijenosti ID=89.7%, a kalifornijski

indeks nosivosti CBR≈5.3%.

1.9 – 4.0 3


sive boje.


k♣≈9.9×10-6 m/s.





2.1 – 4.0 3


sive boje.




φ′=30.60 i c′=0.5 kPa.

♣ Prema USBR u funkciji prečnika čestice D20 ♠ Prema Tavenas (1991) u funkciji procentualnog sadržaja frakcija gline CF, indeksa plastičnosti IP i koeficijenta poroznosti e





2.5 Sumarni prikaz rezultata ispitivanja uzoraka tl a

R E

Z U

L T

A T

I

L A

B O

R A

T O

R I

J S

K I

H

G E

O M

E H

A N

I Č

K I

H

I S P

I T

I V

A N

J A

-

T

HE

RE

SU

LT

S O

F G

EO

ME

CH

AN

ICA

L L

AB

OR

AT

OR

Y T

ES

TPr

ilog

/ An

nex

1.1

Me

sto

/ P

lac

e, U

lica

/ S

tre

et,

Ob

jeka

t / B

uild

ing

|

Ozn

aka

ela

bo

rata

/ R

ep

ort

co

de

| D

atu

m /

Da

te

HO

RG

OŠ

, ul

ica

Lju

blja

nska

, S

ola

rna

ele

ktra

na

E

G-0

46/

2012

15.

06.2

012

Uzo

rak

bro

j / S

am

ple

nu

mb

er

12

34

56

78

910

11

12

Ko

ta b

ušo

tine

/ B

ore

ho

le e

leva

tion

m82

.57

82.

5782

.59

82.

5982

.59

82.7

282.

7282

.62

Du

bin

a p

od

zem

ne

vo

de

/ G

ou

nd

wa

ter

de

pth

m1.7

01.

701.8

01.

801.

801.9

01.

901.

70

Bu

šotin

a (

du

bin

a u

zork

a)

/ Bo

reh

ole

(sa

mp

le d

ep

th)

(m)

B-1

(0.

80)

B-1

(4.

00)

B-2

(1.0

0)B

-2 (

2.80

)B

-3 (

2.0

0)B

-5 (

1.20

)B

-5 (

2.20

)B

-6 (

3.0

0)

Op

šta

kla

sifik

ac

ija tl

a /

Ge

ne

ral c

lass

ific

atio

n o

f so

il fo

r e

ng

ine

eri

ng

pu

rpo

ses

(S

RP

S U

.B1

.00

1:1

99

0)

CI

SF

-SP

CL

SF

-SU

SC

CI

SF

-SU

SF

-SP

Sim

bo

l bo

je (

Nija

nsa

Osv

etlj

en

ost

/ In

ten

zite

t)

/ C

olo

r sy

mb

ol

(Hu

e V

alu

e /

Ch

rom

a)

2.5Y

5/1

2.5

Y 3

/12.

5Y 5

/12.

5Y 6

/12.5

Y 6

/22.

5Y

R 3

/12.5

Y 7

/12.

5Y 3

/1

Bo

ja tl

a -

vla

žna

/ S

oil

co

lor

- m

ois

t

(

Mu

nse

ll S

oil

Co

lor

Ch

art

s)s

iva

/ g

ray

ta

mn

o s

iva

/

d

ark

gra

ys

iva

/ g

ray

s

ve

tlo

siv

a /

lig

ht

gra

ys

vet

lo s

iva

/

lig

ht

gra

y

tam

no

crv

en

kas

to

siv

a /

da

rk

red

dis

h g

ray

be

la /

wh

ite

ta

mn

o s

iva

/

da

rk g

ray

--

--

ŠLJ

UN

AK

/ G

RA

VEL

>2

,0 m

m%

00

00

00

00

PES

AK

/ SA

ND

0,0

6-2

,0%

25

9616

9590

18

9296

PR

AŠI

NA

/ S

ILT

0

,00

2-0

,06

%58

480

510

68

84

GLI

NA

/ C

LAY

<0

,00

2%

17

04

00

14

00

Ose

tljiv

ost

tla

na

mra

z / S

oil

fro

st s

usc

ep

tibili

ty

(R

ukl

i)O

se

tljiv

o-I

II

Su

sc

ep

tib

il-II

IO

setl

jivo

-III

S

usc

ep

tib

il-II

I

Ose

tljiv

ost

tla

na

mra

z / S

oil

fro

st s

usc

ep

tibili

ty

(C

ass

ag

ran

de

)O

se

tljiv

o

Sus

ce

pti

bil

Os

etlj

ivo

S

us

cep

tib

il

Ko

efic

ijen

t je

dn

olič

no

sti i

Za

kriv

ljen

ost

i / C

oe

ffic

ien

t of U

nifo

rmity

an

d C

urv

atu

re

Cu

- C

z10

.9 -

0.4

2.4

- 0

.98.

3 -

0.9

2.5

- 1

2.7

- 1.1

12 -

0.6

3 /

1.1

3 /

1

Sp

ec

ifič

na

teži

na

/ S

pe

cifi

c g

ravi

ty

(γ s

/ γw)

Gs

2.7

52.

752.7

52.

752.

752.7

52.

752.

75

Gra

nic

a te

če

nja

/ L

iqu

id L

imit

- In

de

ks p

last

ičn

ost

i / P

last

icity

Ind

ex

LL

- IP

%39

.2 -

16

33.

2 -

12.9

37.

4 -

15.

6

Pri

rod

na

vla

žno

st i

Ste

pe

n z

asi

će

nja

/ N

atu

ral m

ois

ture

an

d D

eg

ree

of s

atu

ratio

nw

- S

r%

29.

827

- 9

9.2

27.2

- 1

01.3

24.6

20.5

- 9

822.

9 -

91.

621

24

- 98

.6

Ind

eks

ko

nzi

ste

nc

ije /

Ind

ex

of c

on

sist

en

cy

I c0.5

90.4

70.9

3

Ko

loid

na

akt

ivn

ost

/ C

lay

ac

tivity

(

Ske

mp

ton

)A

0.7

22.6

30.9

6

Org

an

ske

pri

me

se /

Org

an

ic c

on

ten

t (%

)O

%

Vo

do

pro

pu

sno

st /

Hyd

rau

lic C

on

du

ctiv

ity -

Pe

rme

ab

ility

(

US

BR

)k

m/s

1.4E

-09

1.2E

-05

1.4

E-0

81.

0E-0

55.5

E-0

62.

3E-0

99.

9E-0

61.4

E-0

5

Vo

do

pro

pu

sno

st /

Hyd

rau

lic C

on

du

ctiv

ity -

Pe

rme

ab

ility

(

Ta

ven

as

et a

l.)k

m/s

2.8

E-0

81.

9E-0

9

Prib

ližan

odn

os v

odop

ropu

snos

ti / A

prox

. Per

meab

ility

Rat

io

(V

ana

pali,

Lob

bezo

o)k

un

s /

k-

1E+

00

2E-0

1

Su

va i

Pri

rod

no

vla

žna

za

pre

min

ska

teži

na

/ D

ry a

nd

Na

tura

il m

ois

t un

ite w

eig

ht

γ γγγ d -

γ γγγkN

/m3

15.4

4 -

19.

615

.52 -

19.

74

17.

11 -

20.

6315

.98 -

19.6

416

.14 -

20.

03

Inic

ijaln

i ko

efic

ijen

t po

rozn

ost

i i p

oro

zno

st /

Initi

al v

oid

ra

tio a

nd

Po

rosi

tye

0 -

n0.7

47 -

0.4

280.7

38 -

0.42

50.5

76 -

0.3

660.

688 -

0.4

08

0.67

1 -

0.4

02

Po

top

ljen

a z

ap

rem

insk

a te

žin

a /

Su

bm

erg

ed

(b

uo

yan

t) u

nit

we

igh

tγ γγγ'

kN/m

39.

829.8

810

.89

10.1

710

.27

Na

po

nsk

i eks

po

ne

nt /

Str

ess

exp

on

en

t (J

an

bu

, 19

67

)a

0.49

0.3

80.

490.

49

Mo

du

lni b

roj

/ Mo

du

lus

nu

mb

er

(Ja

nb

u, 1

96

7)

m12

8.69

67.7

0121

.09

91.0

9

Inic

ijaln

i mo

du

l stiš

ljivo

sti /

Initi

al c

om

pre

ssib

ility

mo

du

lus

M0

MP

a

8.41

3.7

07.

986.

03

Gra

dije

nt s

tišlji

vost

i / C

om

pre

sib

ility

gra

die

nt

K44.

6330

.71

41.2

930

.83

Ind

eks

stiš

ljivo

sti i

bu

bre

nja

/ C

om

pre

ssio

n a

nd

sw

elli

ng

ind

ex

Cc

- C

r0.

12 -

0.0

12

0.1

72 -

0.0

150.1

17 -

0.0

10.1

66 -

0.0

14

Sa

da

šnji

efe

ktiv

ni v

ert

ika

lni n

ap

on

/ P

rese

nt e

ffec

tive

ove

rbu

rde

n p

ress

ure

p'0

kPa

54.

0020

.00

32.0

042

.00

Ste

pe

n p

reko

nso

lida

cije

/ O

verc

on

solid

atio

n r

atio

(p

' c / p

' 0)

OC

R4.

46.

87.9

5.9

Ko

efic

ijen

t ko

nso

lida

cije

/ C

oe

ffic

ien

t of c

on

solid

atio

n

(T

ayl

or)

Cv

cm2 /s

Ko

efic

ijen

t ko

nso

lida

cije

/ C

oe

ffic

ien

t of c

on

solid

atio

n

(~

k US

BR)

Cv

cm2 /s

5.1

E-0

2

Ko

efic

ijen

t ko

nso

lida

cije

/ C

oe

ffic

ien

t of c

on

solid

atio

n

(~

k Ta

ven

as)

Cv

cm2 /s

1.1

E-0

1

Jed

no

aks

ijaln

a č

vrst

oć

a /

Un

co

nfin

ed

co

mp

ress

ion

str

en

gth

q

ukP

a

Jed

no

aks

ijaln

i mo

du

l ela

stič

no

sti /

Un

co

nfin

ed

mo

du

lus

of e

last

icity

Eu

,50

MP

a

Efe

ktiv

ni u

ga

o s

mič

uć

e č

vrst

oć

e /

Effe

ctiv

e a

ng

le o

f sh

ea

r re

sist

an

ce

φ φφφ'st

ep

.32

.721.

132

.930

.6

Efe

ktiv

na

ko

he

zija

/ E

ffec

tive

co

he

sio

nc'

kPa

0.

612.

50.5

0.5

Op

tima

lna

vla

žno

st /

Op

timu

m m

ois

ture

co

nte

nt

(S

tan

da

rd P

roc

tor

test

)w

op

t%

15.5

016

.50

Ma

ksim

aln

a s

uva

za

pre

min

ska

teži

na

/ M

axi

mu

m d

ry u

nit

we

igh

tγ γγγ d

,max

kN/m

318

.15

17.8

0

Ind

eks

zb

ijen

ost

i / R

ela

tive

co

mp

ac

tion

(

γ d / γ

d,m

ax)

I d%

85.

589.

7

Ka

lifo

rnijs

ki in

de

ks n

osi

vost

i / C

alif

orn

ia b

ea

rin

g r

atio

CB

R%

5.7

5.3





2.6 Grafi čki prikaz geomehani čkog profila





2.7 Računski model geomehani čkog profila

Koristeći rezultate terenske identifikacije i makroklasifikacije i rezultate laboratorijskih ispitivanja

uzoraka tla, formiran je računski geomehanički profil terena sa prikazom karakterističnih fizičkih

pokatelja–parametara tla u funkciji dubine. Rezultati su prikazani grafički za sve sondažne bušotine.

0

1

2

3

4

5

0 10 20 30 40 50

Dub

ina

(m)

Granice konzistencije

PL (%) w (%) LL (%)

0

1

2

3

4

5

1E-9 1E-8 1E-7 1E-6 1E-5 1E-4

Dub

ina

(m

)

Vodopropusnost (m/s)

USBR Tavenas

0

1

2

3

4

5

0 5 10 15 20 25 30 35

Dub

ina

(m)

Parametri čvrsto će

f (step) c (kPa)

0

1

2

3

4

5

0 20 40 60 80 100

Dub

ina

(m)

Frakcije tla (%)

P<0.002 P<0.075

0

1

2

3

4

5

0 1 10 100

Dub

ina

(m)

Parametri deformabilnosti

a m OCR

0 5 10 15 20 25

0

1

2

3

4

5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Dub

ina

(m)

Zasićenje, Ind.konzist, Koef.poroznosti Zapreminska težina

Sr Ic e γγγγ

Raspon parametara tla u funkciji dubine





Nivo podzemne vode je na koti 80.9mnv. Parametri čvrstoće i deformabilnosti za analizu nosivosti i

sleganja temelja, dati su u Tabeli 3.

Tabela 3

Sonda

Računske

granice Klasifik.

simbol

Indeks Konzisten.

ili (SPT)

Modulni

broj

Naponski

eksponent

Zaprem.

težina Kohezija

Ugao

sm.otp.

(m) - - (kN/m3) (kPa) (o)

SB 1-6

0.0 – 0.4 SF, SC - - - 19.5 - -

0.4 – 2.2 CL-CI 0.5 – 0.8 60.0 0.40 19.8 10.0 22.0

2.2 – 4.0 SF-SP,

SF-SU, SC - 120.0 0.50 20.0 0 32.0

2.8 Proračun nosivosti plitkih temelja

Kod proračuna nosivosti temelja, pored dimenzije temelja, reprezentativnih parametara čvrstoće slojeva

i opterećenja, uzima se u obzir i položaj opterećenja (vertikalno ili koso centrično ili ekscentrično).

Reprezentativni parametri čvrstoće tla se uzimaju za slojeve iz područja klizne površine čija dubina zavisi

od karakteristika tla, zakošenosti sile i dimenzija temelja i grubo se kreće oko jedne širine temelja.

Ako je tlo unutar klizne zone uslojeno, nosivost se određuje aproksimativno kao aritmetička sredina

nosivosti slojeva u kliznoj masi (Myslivec i Kysela, 1978) ili konzervativno kao nosivost najslabijeg sloja.

Kod sitnozrnog, slabo propusnog tla (gline), pošto je brzina nanošenja opterećenja u odnosu na brzinu

opadanja pornih nadpritisaka relativno velika, koriste se nedrenirani parametri čvrstoće (φu≈0, cu=qu/2).

Kod propusnih materijala i relativno male brzine nanošenja opterećenja, koriste se drenirani parametri

čvrstoće (φ′, c′). Za krupnozrno tlo (pesak ili šljunak) se koriste drenirani parametri čvrstoće, određeni na

osnovu korelacije sa standardnom ili statičkom penetracijom.

Proračun nosivosti temelja za kruto plastičan lom se određuje na osnovu metode granične ravnoteže

prema teoriji Brinch Hansena (1970). Modifikovan oblik ove metode predviđen je Pravilnikom o

tehničkim normativima za temeljenje građevinskih objekata, (Sl. list broj 15/1990. Član 47-76).

U odnosu na granično opterećenje (lom), nosivost se određuje pomoću parcijalnih faktora sigurnosti

(faktora čvrstoće), koji se za ugao smičuće čvrstoće kreću između Fφ =1.2-1.8, a za koheziju između Fc =2-

3. Izraz po kojem se određuje nosivost temeljnog tla prema metodi Brinch Hansena, glasi:

cccccmqqqqqfa CidsNcCidsNDCidsNBq ⋅⋅⋅⋅⋅′+⋅⋅⋅⋅⋅⋅′+⋅⋅⋅⋅⋅′⋅′⋅= 125.0 γγ γγγγγ

Dozvoljeni napon qa mora biti veći od uporednog napona qup koji se određuje za efektivnu površinu

temelja prema izrazu (Meyerhof, 1955):

aup qAVq ≤′= /

gde je : qup, qa = Uporedni i dozvoljeni kontaktni napon (nosivost)

V = Vertikalna komponenta opterećenja na temelj

N,S,D = Faktori nosivosti, oblika i dubine temelja





I,C = Faktori zakošenosti opterećenja i kompresibilnosti tla

A′ = Efektivna površina temeljne spojnice (A′=L′⋅B′) B′, L′ = Efektivna širina (B′=B-eB) i dužina temelja (L′=L-eL)

Df = Dubina fundiranja

c′m , φ′m = Mobilisana kohezija i mobilisani ugao smičuće otpornosti tla

γ′1, γ′2 = Zapreminska težina tla iznad i ispod temelja

Prema Pravilniku o tehničkim normativima za temeljenje građevinskih objekata, nosivost po gornjem

izrazu važi ako su u statičkom proračunu uzeta u obzir glavna opterećenja (sopstveno i korisno

opterećenje, pritisci vode i tla) i dopunska opterećenja (od kapilarnosti, bubrenja, zaleđivanja i puzanja

tla i seizmičko-dinamički uticaji). Samo za glavna opterećenja, preporučuje se smanjenje nosivosti 20%.

Na osnovu geomehaničkog profila i vrste objekta, proračun nosivosti je izvršen za dubinu fundiranja od

Df=1.6m od površine terena.

Za slučaj da su temelji opterećeni kosom i ekcentričnom silom, dozvoljeno opterećenje mora odrediti

posebno za svaku pojedinačnu kombinaciju vertikalne sile, horizontalne sile i sprega sila!

2.9 Proračun sleganja plitkih temelja

Proračun sleganja temelja je urađen prema metodologiji koju predviđa Pravilnik o tehničkim

normativima za temeljenje građevinskih objekata (Sl. list br. 15/1990. Član 77-90).

Proračun sleganja je izvršen numeričkom integracijom vertikalnih defomacija, duž vertikale ispod

odgovarajuće tačke temelja. Integracija je izvršena do tzv. ″efektivne dubine″ na kojoj je dodatni

vertikalni napon ∆σz′ oko 0.2-0.3 od početnog efektivnog vertikalnog napona p′0.

Kod krutih temelja sleganje se računa ispod ekvivalentne tačke (Kanny, 1959) a kod savitljivih temelja

ispod centralne i ugaone tačke temelja. Kod proračuna vertikalnih deformacija, uzete su u obzir

promene efektivnih napona ispod temelja i parametri deformacije iz opita stišljivosti.

Opiti stišljivosti su izvedeni na neporemećenim uzorcima, iz karakterističnih slojeva (između temeljne

spojnice i efektivne dubine). Svaki uzorak je ispitan u ciklusu primarnog opterećenja od 0-1600kPa,

rasterećenja od 1600-50kPa (i po potrebi ponovnog opterećenja od 50-1600kPa). Na taj način se mogu

odrediti parametri stišljivosti i bubrenja (i rekompresije).

Rezultati su prikazani alternativno :

• Dijagrama napon–deformacija, na osnovu kojeg se određuje početni tangentni modul stišljivosti Mo i

gradijent stišljivosti K ili modulni broj m i naponski eksponent a (Janbu,1967). Tlo se simulira kao 3-

parametarski deformacijski model sa parametrima M0 , K , p′0 ili a , m , p′0.

• Dijagrama log(napon)–deformacija, na osnovu kojeg se određuje napon prekonsolidacije p′′′′c , indeks

stišljivosti Cc i rekompresije Cr Tlo se simulira kao 5-parametarski deformacijski model sa

parametrima Cc ,Cr , e0 , p′0 , p′c.





Sleganje temelja je u predmetnom elaboratu određeno preko parametara: '0p,m,a

kPa100pzp

p

p

p

ma

1dzs0ajeako A

a

A

o

a

A

zoz =∆⋅

′−

′∆+′≅=⇒≠ ∫ ∑ ,:

σε

∫ ∑ ∆⋅

′∆+′≅=⇒= z

p

p

m

1dzs0ajeako

A

zoz

σε ln:

Alternativno se sleganje može odrediti preko parametara: '00 ,, pKM

( )

∫ ∑ ∆⋅

′+′∆+′+

≅= zpKM

pKM

K

1dzs

oo

zooz

σε ln

ili preko parametara: ''00 ,,,, crc ppeCC

zp

p

e1

C

p

p

e1

Cdzsppjeako

c

zo

0

r

o

C

0

cZcZo ∆⋅

′′∆+′

++

′′

+==⇒′>′∆+′ ∑∫

σεσ loglog:

∑∫ ∆⋅′

′∆+′+

==⇒′≤′∆+′ zp

p

e1

Cdzsppjeako

o

Zo

0

rZcZo

σεσ log:

Sleganja prema gornjem postupku odgovaraju tzv. edometarskim sleganjima s=sed koja se (Burland

1977) mogu približno povezati sa trenutnim si i konsolidacionim sleganjem sc :

� prekonsolidovane gline si ≈ (0.5-0.6)sed, sc ≈ (0.5-0.4)sed → si+sc = s ≈ sed

� normalno konsolidovane si ≈ 0.1sed, sc≈sed → si+sc = s ≈ 1.1 sed

Na predmetnoj lokaciji, temeljno tlo izgrađuju slojevi zasićene prašinaste gline, debljine ≈2.0m, ispod

koje su slojevi peska. Inicijalno sleganje sloja gline je ≈40%, a ostatak je konsolidaciono sleganje.

Dubina fundiranja je Df=1.6m od površine terena. Proračun sleganja trakastih temelja i samaca je

izvršen za puno iskorišćenje nosivosti i za kontaktni napon od 150 i 160kPa.

Komponenta sleganja usled sekundarne kompresije ssc može se približno odrediti na osnovu indeksa

sekundarne kompresije Cα (Mesri i Godlewski, 1977) prema sledećem izrazu:

)e1(C04.0C:ppza

)e1(C04.0C:ppza,z

t

tlogCdzs

0Ccz0

0rcz0

100Zsc +=′>′∆+′

+=′<′∆+′∆⋅≈= ∑∫

α

αα σ

σε

Pošto su deformacije zbog efekta prekonsolidacije, uglavnom u zoni rekompresije, koeficijent

sekundarne kompresije iznosi Cα ≈2×10-4, tako da su sleganje temelja usled sekundarne kompresije

(puzanja) zanemarljivo mala u odnosu na druge komponente sleganja (trenutno, konsolidaciono).





Prema Pravilniku i prema preporukama Skemptona i MacDonaldsa∗ (1955), ako se ne vrši poseban dokaz

uticaja sleganja na konstrukciju, dozvoljena su sledeća maksimalna računska sleganja:

• Pojedinačni temelji na sitnozrnom tlu odnosno gline i prašine, do 50, odnosno (65)∗ mm

• Pojedinačni temelji na krupnozrnom tlu odnosno pesak i šljunak, do 25, odnosno (40)∗ mm

• Ploča ispod celog objekta na sitnozrnom tlu (65-100)∗ mm

• Ploča ispod celog objekta na krupnozrnom tlu, do (40-65)∗ mm

Za analizu sleganja i presečnih sila kod savitljivih temeljnih konstrukcija, ako se koristi Winklerov

deformabilni model, potrebno je odrediti modul reakcije podloge (ili koeficijent posteljice) k.

Veličina navedenog parametra, za temelj datih dimenzija, može se približno odrediti na osnovu

prosečnog kontaktnog napona q i odgovarajućeg računskog sleganja s, prema sledećem:

3k q s , kNm− =

gde je : k = modul reakcije podloge [kNm-3]

q = prosečan kontaktni napon aqq < [kNm-2]

s = sleganje pri datom kontaktnom naponu [m]

Za temelje na homogenom sloju sitnozrnog (gline i prašine) odnosno krupnozrnog tla (peskovi), približna

zavisnost modula reakcije tla (za ploču ∅30cm), od dimenzija temelja može se izraziti sledećom

formulom (Terzaghi,1959):

• sitnozrno tlo:

+=L51

150L

B

30kk 0 .

.., krupnozrno tlo:

+ =

2

0

B 0.3k k

2B

Na osnovu proračuna, modul reakcije podloge k, na dubini fundiranja, za trakast temelj širine 0.50-1.0m

je k≈12.2-7.9 MN/m3, a za temelj samac širine 1.0-2.0m k≈12.8-8.1MN/m3.





2.10 Rezultati prora čuna nosivosti i sleganja

322

349

384 383

238

284

310

15.7

12.8

9.8

8.1

12.2

9.47.9

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Mod

ul re

akci

je tl

a k

[MN

/m3 ]

Ver

tikal

na c

entr

ič

na n

osiv

ost

qa [k

Pa]

SAMAC : Dtemelj = 1.6m

TRAKA : Dtemelj = 1.6m

SAMAC - Modul reakcije tla

TRAKA - Modul reakcije tla

2.0

2.7

3.6

4.2

2.0

2.9

3.6

1.0

1.3

1.6

2.0

1.2

1.6

1.9

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

5.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Ver

tikal

no c

entr

ično

sle

ganj

e iz

olov

anog

tem

elja

s(q

) [c

m]

Širina temelja B [m]

SAMAC : q=qa

TRAKA : q=qa

SAMAC : q=160kPa

TRAKA : q=150kPa





2.11 Kolovozna konstrukcija

Za internu saobraćajnicu na lokaciji buduće Solarne elktrane u Horgošu, analizirane su dve varijante

kolovoza, od asfalt betona i od cement betona, za SREDNJE saobraćajno opterećenje sa 1×106

standardnih osovina od 80kN za period od 20g.

Prema SRPS U.B1.002 (klasifikacija tla i mešavine tla i agregata za puteve) tlo spada u grupu A6 sa

grupnim indeksom od GI=9-10. Optimalna vlažnost tla u posteljici je ≈15.5-16.5%, maksimalna suva

zapreminska težina ≈17.8-18.5kN/m3 a CBR≈5.3-5.7%.

Za ocenu osetljivosti tla u posteljici puta, korišćena su dva kriterijuma zasnovana na granulometrijskom

sastavu (Rukli, Casagrande). Pod nepovoljnim uslovima se podrazumeva visok nivo podzemne vode,

slabo odvođenje vode i dugotrajni mrazevi.

Prema oba kriterijuma, tlo je osetljivo na negativno dejstvo mraza.

3

6

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

%D

< 0

.02m

m /

%D

< 2

mm

% D > 2mm

I - zona sigurna na mrazu

II - gornja granicaza pov. uslove

III - zona opasna na mrazu

II - donja granicaza nepov. uslove

3

6

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% D

< 0

.02

mm

Koeficijent uniformnosti Cu

zona opasna na mrazu

Kriterijum za ocenu osetljivosti tla na dejstvo mraza (Levo: prema Rukli-u, Desno:prema Casagrande-u)

Na osnovu sezonskih varijacija nivoa podzemne vode tokom godine, usvojen je max nivo podzemne

vode od ≈1.0m od površine terena. Prema karti izolinija za područje Srbije, dubina prodiranja mraza kroz

samoniklo tlo za predmetno područje iznosi X=0.7-0.8m. Prema SRPS U.E1.012, tlo u posteljici puta

spada u kategoriju G4 (tlo jako osetljivo na negativno dejstvo mraza).

U okviru geomehaničkog elaborata, urađen je preliminarni proračun, saglasno važećem standardu SRPS.

Proračun je izvršen prema kompjuterskom programu, a listing proračuna je prikazan od strane 26-28 za

cement betonski kolovoz i od strane 29-31 za asfalt betonski kolovoz.





2.12.1 Cement – betonski kolovoz

SRPS U.C4.014:1994 - DIMENZIONISANJE NOVIH CEMENT-BETONSKIH NEARMIRANIH KOLOVOZNIH KONSTRUKCIJA

5.5 UTICAJ SREDINE

5.5.1 BUBRENJE TLA U POSTELJICI

- Određivanje konstante bubrenja

Pril iv vode u posteljicu (0/mali - 1/velik) Pw = 1 (vel ik)

Sastav tla u posteljici (0/nepropustljiv - 1/propustljiv) Stla = 0 (nepropustljiv)

Konstanta bubrenja θs = 0.040

- Približna procena mogućeg vertikalnog izdizanja prirodnog tla u posteljici

Uslovi kontrole vlaznosti i zbijenosti posteljice (M, S, O) Uslovi = S (srednji)

Indeks plastičnosti posteljice IP = 15 %

Debljina sloja u posteljici Ds = 1 m

Moguće vertikalno izdizanje zbog bubrenja tla u postel jici VR = 0.0 cm

- Ocena gubitka upotrebljivosti zbog bubrenja tla u posteljici

Projektovani vek trajanja kolovozne konstrukcije tp = 20.0 god

Verovatnoća bubrenja od ukupne površine koja bubri Ps = 0 %

Gubitak upotrebljivosti zbog bubrenja tla u posteljici ∆PSW = 0.00

5.5.2 DEJSTVO MRAZA

- Procena konstante izdizanja pri dejstvu mraza

Procenat po masi čestica manjih od 0.02 mm P002 = 60 %

Jedinstveni klasifikacioni simbol tla AC = CL-CI

Konstanta izdizanja θF = 2.5 mm/dan

- Procena max gubitka upotrebljivosti nastalog izdizanjem tla u posteljici pri dejstvu mraza

Dubina prodiranja mraza DF = 0.8 m

Kvalitet odvodnjavanja (1/vrlo slab - 5/odličan) KO = 2 (slab)

Max gubitak upotreb. zbog izdizanja tla u post. usled mraza max∆pFH = 1.07

- Procena gubitka upotrebljivosti zbog izdizanja tla u posteljici pri dejstvu mraza

Verovatnoća izdizanja zbog dejstva mraza (0-100%) PF = 100 %

Gubitak upotreb. zbog izdizanja tla u posteljici usled mraza ∆PFH = 0.67

Ukupan gubitak upotrebljivosti zbog bubrenja i mraza za proj. period ∆PSW,FH = 0.67






5.7 SVOJSTVA MATERIJALA

5.7.1 SVOJSTVA NEVEZANIH MATERIJALA

- Određivanje složenog modula reakcije posteljice za dubinu krute podloge preko 3.0m

Kalifornijski indeks nosivosti posteljice CBR = 4.6 %

Povratni (resil ientni) modul elastičnosti posteljice MR = 46.7 MN/m2

Debljina gornje noseće podloge - tucanik d2 = 15.0 cm

Povratni modul elastičnosti gornje noseće podloge - tucanik E2 = 105.0 MN/m2

Debljina donje noseće podloge - pesak d1 = 15.0 cm

Povratni modul elastičnosti donje noseće podloge - pesak E1 = 60.0 MN/m2

Debljina ekvivalentne noseće podloge d = 32.6 cm

Povratni modul elastičnosti ekvivalentne noseće podloge E = 60.0 MN/m2

Modul reakci je podloge ploče na sloju beskonačne debljine K∞ = 125.0 MN/m3

- Korekcija složenog modula reakcije posteljice zbog prisustva krute podloge ispod 3.0m

Odstojanje krute podloge ispod posteljice dk = 9.0 m

Modul reakci je podloge ploče na sloju ograničene debljine 125.0 MN/m3

- Relativno oštećenje krutog kolovoza na osnovu debljine ploče i nosivosti podloge

Projektovana debljina ploče d3 = 18.0 cm

Relativno oštećenje Ur = 0.60 -

Modul reakci je podloge ploče - korigovan za Ur 13.7 MN/m3

- Korekcija složenog modula reakcije posteljice zbog gubitka nosivosti u donjoj podlozi

Gubitak nosivosti donje podloge LS = 2.0 -

Modul reakci je podloge ploče - korigovan za LS K = 2.7 MN/m3






Ukupno eq. saobr. opt. od 80kN po os. u oba smera u prvoj godini eso(1) = 0.100 106

Raspodela saobraćaja po smerovima Rs = 50 %

Raspodela saobraćaja po trakama RT = 100 %

Procenat rasta godišnjeg saobraćaja g = 0.0 %

Projektni period kolovozne konstrukcije tp = 20 god

Ukupno eq. saobr. opt. od 80kN po os. za voznu traku za proj. period ESO80 = 1.00 106

Projektni nivo pouzdanosti (pt ≥ 2.5) R = 95.0 %

Ukupno standardno odstupanje pri proceni buduceg saobracaja So= 0.35

Početni indeks upotrebljivosti p0= 4.6

Indeks upotrebl jivosti na kraju projektnog perioda pt= 2.5

Računski modul reakcije podloge ispod ploče K= 2.7 MN/m3

Marka betona kolovoze konstrukcije MB = 30 GN/m2

Modul elastičnosti betona Eb = 32.8 GN/m2

Zatezna čvrstoća betona pri savijanju βzs= 4.0 MN/m2

Koeficijent prenošenja opterećenja J= 2.8

Koeficijent dreniranja Cd= 1.15

Potrebna debljina betonske ploče d3 = 18.8 cm

Usvojena debljina betonske ploče dusv = 18.0 cm

Odvajajući sloj od termoplastične folije δ= 65-125 µm

Debljina gornje podloge od krupnozrnog materijala d2= 15.0 cm

Modul stišljivosti određen kružnom pločom ∅30cm MS2 = 147.0 MN/m2

Debljina donje podloge od peska d1= 15.0 cm

Modul stišljivosti određen kružnom pločom ∅30cm MS1 = MN/m2

Smanjenje veka trajanja kolovozne konstrukcije zbog bubrenja i mraza t = 12.3 god

Ukupan gubitak upotrebl jivosti zbog bubrenja i mraza ∆PSW,FH = 0.49

Gubitak upotrebljivosti zbog dejstva saobraćaja ∆PTR = 1.61

Ukupno ekvivalentno saobr. opt. od 80kN za period t ESO(t)= 0.61 106





2.12.2 Asfalt – betonski kolovoz

SRPS U.C4.015:1994 - DIMENZIONISANJE NOVIH FLEKSIBILNIH KOLOVOZNIH KONSTRUKCIJA

A.1 PROJEKTNI PARAMETRI

A.1.1 Projektni period

Projektni period kolovozne konstrukcije tp = 20 god

A.1.2 Saobraćaj

Zbirno saobr. opt. od 80kN po osovini u oba smera u prvoj godini eso(1) = 0.10 106

Raspodela saobraćaja po smerovima Rs = 50 %

Raspodela saobraćaja po trakama RT = 100 %

Procenat rasta godišnjeg saobraćaja g = 0.0 %

Zbirno saobr. opt. od 80kN po osovini za voznu traku za proj. period ESO80 = 1.00 106

A.1.3 Pouzdanost

Projektni nivo pouzdanosti (pt ≥ 2.5) R = 95.0 %

Ukupno standardno odstupanje pri proceni budućeg saobraćaja So= 0.35

A.1.4 Uticaj sredine

Tabela A.1.1 - Podaci za ocenu bubrenja tla u posteljici

Oznaka Dužina Debljina tla Indeks Vlažnost Moguće Pril iv vode Propustljiv. Konstanta

sondažne deonice ispod plastičnosti posteljice u vertikalno u posteljicu tla u bubrenja

bušotine posteljice posteljice eksploatac. izdizanje posteljici

B- (m) Ds (m) IP (%) Sw VR (cm) Pw Sw θs

3 50 1.0 16.0 srednji 0.00 veliki mala 0.039

6 50 1.0 18.0 srednji 0.00 veliki mala 0.039

Ukupno: 100 - - Prosečno: 0.00 - Prosečno: 0.039

Verovatnoća bubrenja od ukupne površine koja bubri Ps = 0 %

Gubitak upotrebljivosti za proj. period, zbog bubrenja tla u posteljici ∆PSW = 0.00

Tabela A.1.2 - Podaci za ocenu izdizanja tla u posteljici zbog dejstva mraza

Oznaka Dužina Procenat po Jedinstvena Konstanta Dubina Kvalitet godišnji % Max gubitak

sondažne deonice masi zrna klasifikacija izdizanja prodiranja odvodnjav. izloženosti upotrebljiv.

bušotine < od 20mm tla usled mraza mraza posteljice zasićenju usled mraza

B- (m) P0.02 (%) AC θF (mm/dan) DF (m) KO tz (%) max∆pFH

3 50 62 CL-CI 2.5 0.8 slab 20 1.07

6 50 60 CL-CI 2.5 0.8 slab 20 1.07

Ukupno: 100 - Prosečno: 2.50 0.80 2.0 20.00 1.07

Verovatnoća izdizanja tla u posteljici, zbog dejstva mraza PF = 100 %

Gubitak upotrebljivosti za proj. period, zbog izdizanja tla usled mraza ∆PFH = 0.67






A.1.5 Upotrebljivost

Početni indeks upotrebljivosti p0= 4.60

Indeks upotrebljivosti na kraju projektnog perioda pt= 2.50

Ukupan gubitak upotrebljivosti ∆p= 2.10

Ukupan gubitak upotrebljivosti usled uticaja sredine, za proj. period ∆PSWFH = 0.67

A.1.6 Stvarni povratni modul na posteljici

Tabela A.2 - Sezonske promene povratnog modula na posteljici

Oznaka Dužina Raskvašeno Broj meseci Suvo tlo u Broj meseci Vlažno tlo u Broj meseci Relativno

sondažne deonice tlo u post. u toku god. posteljici u toku god. posteljici u toku god. oštećenje

bušotine (u proleće)

B- (m) CBR (%) t (meseci) CBR (%) t (meseci) CBR (%) t (meseci) Ur

3 50 4.0 0.5 7 5.5 5.0 5.0 0.152

6 50 4.0 0.5 7 5.5 5.0 5.0 0.152

Ukupno: 100 - - - - - Prosečno: 0.152

Stvarni povratni modul na posteljici MR ≈ 46.9 MN/m2

CBR ≈ 4.6 %

A.1.7 Karakteristike materijala u kolovoznoj konstrukciji

A.1.8 Koeficijenti slojeva

A.1.9 Odvodnjavanje

- Zastor od asfalt betona

Modul krutosti E1 = 3000 MN/m2

Konstrukcioni koeficijent asfalt betona a1= 0.44

- Gornja podloga TIP = 3

Nevezani zrnasti materijal - tucanik / šljunak

Modul krutosti E2= 180 MN/m2

Konstrukcioni koeficijent a2= 0.12

Koeficijent odvodnjavanja gornje podloge m2= 0.64

- Donja podloga od nevezanog zrnastog materijala - tucanik/šljunak

Modul krutosti donje podloge E3 = 120 MN/m2

Konstrukcioni koeficijent donje podloge a3= 0.12

Koeficijent odvodnjavanja donje podloge m3= 0.64






A.2 PROJEKTNE ALTERNATIVE

A.3 DEBLJINE SLOJEVA

- Potreban konstrukcioni broj kolovoza za SREDNJI saobraćaj SN= 8.80

- Predložena kolovozna konstrukcija

ai mi di (cm) SNi

Zastor od asfalt betona ( AB ) 0.44 1.00 11.5 5.06

Nevezani zrnasti materijal - tucanik / šljunak 0.12 0.64 10.0 0.79

Donja podloga od zrnastog materijala - tucanik/šljunak 0.12 0.64 37.0 2.96

Zamena posteljice slojem peska - - 20.0 -

- Ukupna debljina nosećih slojeva / kolovoza Σdi= 58.5 cm

- Stvarni konstrukcioni broj kolovoza SN= 8.80

- Smanjenje veka trajanja kolovozne konstrukcije zbog uticaja mraza i bubrenja

Maksimalno mogući period trajanja t = 12.5 god

Ukupan gubitak upotrebljivosti usled uticaja bubrenja i mraza ∆PSW,FH = 0.50

Gubitak upotrebljivosti zbog dejstva saobraćaja ∆PTR = 1.60

Zbirno saobraćajno opterećenje od 80kN za period "t" ESO(t)= 0.63 106

* * * * *


- Potreban konstrukcioni broj kolovoza SN= 9.26

ai di (cm) SNi

Asfaltni slojevi ( AB + BNS ) 0.38 11.2 4.25

Donja podloga od nevezanog zrnastog materijala - tucanik/šljunak 0.11 45.5 5.01

- Potrebna debljina nosećih slojeva / kolovoza Σdi= 56.7 cm





Tehnički uslovi izgradnje

Svi potrebni uslovi, proračuni, opis i predmer radova, spadaju u glavni projekat saobraćajnice (nisu

predmet geomehaničkog elaborata) saglasno opštim tehničkim uslovima za radove na putevima,

odnosno prema važećim standardima (SRPS U.E9.020).

Na osnovu preliminarnih proračuna, u okviru geomehaničkog elaborata se daje sledeće:

� Sve nasipe izvesti na podlozi očišćenoj od humusiranog sloja i druge nečistoće. Nasipanje izvršiti u

sloju od 30-40cm uz zbijanje. Kriterijum za ocenu kvaliteta zbijenosti podloge Id=100% standardne

zbijenosti po Proktoru ili modul stišljivosti pločom Ø30cm Ms>25MN/m2.

� Priprema posteljice puta: Ukloniti površinski sloj humusa, nasipa i nečistoće, debljine 60-80cm i

izvršiti zbijanje posteljice. Tačna debljina sloja koji se uklanja, odrediće se terenskom kontrolom u

toku rada. Kriterijum za ocenu zbijenosti je: Id=100% standardne zbijenosti po Proktoru ili modul

stišljivosti kružnom pločom Ø16cm (SRPS U.B1.046) od Ms>25.0MN/m2 ili dinamički modul Evd

>25.0MN/m2.

� Izrada nosećeg sloja od nevezanog materijala:

o GNS - gornji noseći sloj od nevezanog zrnastog materijala (tucanik/šljunak – 0/30mm), zbijen

odgovarajućim sredstvima za zbijanje. Kriterijum zbijenosti: modul stišljivosti kružnom

pločom Ø16cm (SRPS U.B1.046) od Ms>100.0MN/m2 ili dinamički modul Evd > 75.0MN/m2.

o DNS - donji noseći sloj od nevezanog zrnastog materijala (tucanik/šljunak - 0/60mm), zbijen

odgovarajućim sredstvima za zbijanje. Kriterijum zbijenosti: modul stišljivosti kružnom

pločom Ø16cm (SRPS U.B1.046) od Ms>70.0MN/m2 ili dinamički modul Evd >55.0MN/m2.

o Sloj široko graduiranog peska (SW), bez organskih primesa i nečistoće, zbijen odgovarajućim

sredstvima za zbijanje. Kriterijum zbijenosti: modul stišljivosti kružnom pločom Ø16cm (SRPS

U.B1.046) od Ms>30.0MN/m2 ili dinamički modul Evd >25.0MN/m2.





2.13 Metodologija ispitivanja zbijenosti prema SR PS

Prema važećim normativima koji propisuju način ispitivanja zbijenosti nasipa, posteljice i nosećih slojeva

puta, postoje dva standardna opita. Prvi je preko postignutog indeksa zbijenosti Dpr u odnosu na

zbijenost po Proktoru (SRPS U.B1.046) a koji se prvenstveno primenjuje za sitnozrna (vezana) tla, a drugi

preko postignutog modula stišljivosti Ms opitom opterećenja kružnom pločom (SRPS U.B1.038 – po

ugledu na švajcarske propise) a koji se primenjuje kako za krupnozrna (nevezana) tako i za sitnozrna tla.

Za ispitivanje posteljice, kao i donjih i gornjih nosećih slojeva upotrebljava se kružna ploča ∅16cm a za

ispitivanje gotovog puta bez zastora ∅30.5cm. Prema SRPS U.B1.046, definisana su IV zone:

II Linija p-s posteljice mora u celini biti iznad granične linije 1 (Modul stišljivosti Ms≥ 25.0 MPa). Nagib

linije p-s se dobija spajanjem tačaka za p=50–150 kPa. Za posteljicu od sitnozrnog tla, zahteva se

100% zbijenosti po standardnom Proctor-ovom opitu.

III Linija p-s donjeg nosećeg sloja (na nepovoljnoj posteljici) mora u celini ležati iznad granične linije 2

(Modul stišljivosti Ms≥ 40.0 MPa). Nagib linije p-s se dobija spajanjem tačaka za p=150–250 kPa.

IV Linija p-s gornjeg nosećeg sloja mora u celini ležati iznad granične linije 3 (Modul stišljivosti Ms≥

100.0 MPa). Nagib linije p-s se dobija spajanjem tačaka za p=150–250 kPa.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 100 200 300 400

Sleg

anje

s

(m

m)

Opterećenje pločom d=160mm p (kPa)

3

2

1

IV

III

II

I

Kriterijum zbijenosti za opit opterećenja kružnom pločom ∅160mm

Za potrebe dimenzionisanja kolovozne konstrukcije, na osnovu opita opterećenja kružnom pločom,

određuje se modul reakcije tla K (koji zavisi od prečnika ploče ∅). Prema ispitivanjima (Stratton, J.H. –

Construction and Design Problems of Military Airfields), modul reakcije za standardnu kružnu ploču

prečnika ∅760mm i ∅305mm, u odnosu na kružnu ploču prečnika D, dat je približnim izrazom:

][,16,32 3058.0

7608.0 cmDKDKKDK DD =≈≈ φφφφ





Prema nemačkim propisima, opit kružnom pločom se provodi drugačije od trenutno važećeg domaćeg

standarda (SRPS U.B1.038), a rezultati se izražavaju modulom deformacije Ev1 i Ev2. Modul deformacije

Ev2 se može odrediti približnom korelacijom sa dinamičkim modulom Evd prema ″Dodatni tehnički propisi

i uputstva za zemljane radove u putogradnji″ koji se primenjuju u Nemačkoj (ZTVE – StB 76). Prema

predlogu koji je dao Adam D. (2008: Standardization, Design and Quality Assurance and Monitoring of

Earth Works in Road Engineering in Austria), približna korelacija Ev2 i Evd data je izrazima:

- za sitnozrno tlo: ( ) ( )10E251EMPa25EMPa30E vd1v1vvd −=→≤≤ .

- za krupnozrno tlo: ( ) vd1v1vvd E830EMPa25EMPa30E .=→≤≤

( ) ( )10E251EMPa25EMPa30E vd1v1vvd −=→>> .

Nemački propisi takođe propisuju zahtevane vrednosti dinamičkog modula deformacije Evd u funkciji

zbijenosti Dpr tla prema standardnom Proctor-ovom opitu:

Na osnovu teorijsko-eksperimentalnih istraživanja (Samardaković S. i drugi : Međusobne korelacije

modula Evd-Ev1-Ms merenih opitima kružnom pločom, III naučno-stručno savetovanje ″Geotehnički

apsekti građevinarstva″, Zlatibor 2009), približna korelacija♣ Evd-Ms je data sledećim dijagramom:

♣Korelacija nije po standardu S

3. GRAFIČKA DOKUMENTACIJA

Situacioni plan sondažnih mesta Prilog…………… 1

Dijagram granulometrijskog sastava Prilog…………… 2

Dijagram plastičnosti (AC, AASHTO) Prilog…………… 3

Dijagram čvrstoće na smicanje Prilog…………… 4

Dijagrami stišljivosti Prilog…………… 5

Documents

Horgos Geomehanika