KONČNO gradbena jama - fgg-web.fgg.uni-lj.sifgg-web.fgg.uni-lj.si/kmtal-gradiva/GR-UNI/F1/gradbena jama.pdf · Bojan Majes – Fundiranje I Gradbena jama 3 Pri načrtovanju gradbene

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. Obteba objekta se prenaa na temeljna tla preko temeljev. V grobem razlikujemo plitvo in globoko temeljenje objektov. V prvem primeru izvedemo temeljno konstrukcijo (tokovni temelj, pasovni temelj, temeljni nosilec ali temeljno ploo) direktno nad dnom gradbene jame. e objekt temeljimo globoko, prenaamo obtebo objekta v veje 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 povrja tal, lahko pa je v veliki globini, nije od dna gradbene jame. Glede na pojav talne vode loimo:

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 nartovanju gradbene jame je pomembno v kakni vrsti tal bo izvedena gradbena jama. Pomembne so vse tri karakteristine lastnosti tal: prepustnost, deformabilnost in trdnost zemljin. Te lastnosti skupaj z lokacijo (razpololjivim prostorom) pogojujejo na kaken nain bomo lahko gradbeno izvedli. Zagotovo je najceneja izvedba gradbene jame v primeru, ko ni za varovanje izkopnih brein potrebna nobena zaasna ali trajna podporna konstrukcija. Glede na naklon izkopnih brein gradbene jame loimo:

gradbene jame s prostimi breinami in gradbene jame, kjer so izkopne breine podprte ali ojaane z razlinimi konstrukcijami.

e lahko izvedemo izkop gradbene jame s prostimi breinami, moramo naklone brein )( dokazati z ustreznimi stabilnostnimi analizami. Stabilnosti izkopnih brein smo obravnavali pri predmetu Mehanika tal.

Slika 1.4: Skica z oznakami za stabilnostno analizo

TNRrrrr

+= (1.1)

=A

dAN r

(1.2)

=A

dAT r

(1.3)

V enabi (1.3) upotevamo bodisi drenirane trdnostne parametre (en.: 1.4) ali pa nedrenirano strino trdnost (en.: 1.5).

'tan'' += c (1.4) uu c= (1.5)


Gradbena jama 4

Rezultat stabilnostne analize je kolinik varnosti:

111

>= 0) velja:

=

2sin

cossin2'

2

''

ch (1.8)

Obiajno so v urbanem pozidanem okolju izkopne breine gradbene jame kar vertikalne. Od okolja in kvalitete tal je odvisno, ali je mono izvesti izkop za gradbeno jame varno z vertikalnimi breinami. 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 strine odpornosti zemljine (kamnine), prostorninske tee )( in prisotnosti talne vode.

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

=

24cot4

'' ch (1.9)

h


Gradbena jama 6

oziroma:

uch 4= (1.10)

V enabah (1.7 do 1.9) sta upotevana drenirana trdnostna parametra, v enabi (1.10) nedreniranao strina trdnost (oziroma tlano trdnost zemljine/hribine). e je v tleh prisotna tudi talna voda, je treba monost izkopa vertikalne breine dokazati z ustreznimi stabilnostnimi analizami.

Slika 1.8: Primer gradbene jame s prostimi breinami

Poleg globalne stabilnosti brein je treba zagotoviti tudi povrinsko stabilnost brein.

Obrizgi (cementni, bitumenski, brizgan beton) Zaite brein z mreami (pocinkane ine, naravni materiali /kokos, juta, konoplja/,

umetni materiali /geotekstil, geomree/ Vegetativna zaita

Odvodnjavanje brein 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 znianje

nivoja vode na objekte v okolici gradbene jame?


Gradbena jama 7

Slika 1.9: Primer gradbene jame s prostimi breinami zaasno varovanje brein pred povrinsko

vodo

Slika 1.10: Vegetativna zaita brein in urejena povrinska odvodnja


Gradbena jama 8

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

Slika 1.11: Primer gradbene, kjer je breina ojaana z brizganim betonom in zemeljskimi sidri

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

stena)


Gradbena jama 9

Slika 1.13: Primer gradbene, kjer so vertikalne breine varovane z berlinsko steno kombinacija

vertikalnih jeklenih nosilcev z prenimi lesenimi polnili

Glede na nain podpiranja/opiranja vertikalnega izkopa gradbene jame loimo:

Toge podporne konstrukcije

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

Gibke podporne konstrukcije

Enkrat oprte (podprte) ali sidrane Vekrat oprte (podprte) ali sidrane

Glede na razpololjivi 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 vekrat sidrana podporna konstrukcija iz jet grouting kolov

Slika 1.19: Vekrat razprta podporna konstrukcija iz jeklenih zagatnic


Gradbena jama 13

Slika 1.20: Izvedba talne ploe, ki lahko slui za razlino razpiranje/podpiranje razlino varovanih

vertikalnih brein

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 znaaj podporne konstrukcije loimo: Zaasne podporne konstrukcije Trajne podporne konstrukcije (so del objekta)

Zaasne 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 ve podporne funkcije. Zemeljske pritiske okolice prevzame zasuti objekt. Trajne podporne konstrukcije so armirano-betonske konstrukcije. Narejene so lahko po razlinih tehnologijah (pilotne stene, diafragme, jet grouting koli). Glede na pojav talne vode v zaledju gradbene jame loimo podporne konstrukcije na:

vodotesne prepustne


Gradbena jama 16

2.0 Geostatini rauni vertikalnih podpornih konstrukcij Loimo:

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

Konzolne podporne konstrukcije Raunske predpostavke: podporna konstrukcija je toga podporna konstrukcija se zavrti okrog vrtia v temeljnih tleh v podroju, kjer se konstrukcija odmakne od temeljnih tal delujejo na konstrukcijo aktivni

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

Slika 2.1: Skica konzolne podporne konstrukcije

Za konzolno podporno konstrukcijo moramo doloiti globino vpetja (D) in globino vrtia konstrukcije (d). Aktivne in zemeljske pritiske raunamo po postopkih, ki smo se jih e na uili. Za geostatine presoje podpornih konstrukcij moramo upotevani projektne vrednosti zemeljskih pritiskov.


Gradbena jama 17

Enkrat sidrana, podprta ali razprta podporna konstrukcija Raunske predpostavke: podporna konstrukcija se odmakne od zaledja po vsej globini v zaledju delujejo na konstrukcijo aktivni zemeljski pritiski pod dnom gradbene jame, na zrani 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 doloiti globino vpetja (D) in velikost sidrne sile (S) (podporne / razporne reakcije). Vekrat sidrana, podprta ali razprta podporna konstrukcija Raunske predpostavke: podporna konstrukcija se odmakne od zaledja po vsej globini v zaledju delujejo na konstrukcijo aktivni (mirni?) zemeljski pritiski ker se vsa obteba zaledja (aktivnih oz. mirnih zemeljskih pritiskov?) prenaa na sidra oz.

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


Gradbena jama 18

Geostatine analize taknih podpornih konstrukcij je treba izvesti za vsako fazo izkopa in sidranja (podpiranja / razpiranja).

Slika 2.3: Vekrat podprta podporna konstrukcija

V preprostih geostatinih analizah upotevamo prerazporeditev aktivnih (mirnih) zemeljskih pritiskov v zaledju podporne konstrukcije.

Slika 2.4: Obtebeni primeri (prerazporeditev zemeljskih pritiskov) za razline zemljine v zaledju vekrat sidranih (podprtih / razprtih) podpornih konstrukcij

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


Gradbena jama 19

2.1 Geostatina 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 potev takrat, kadar je najveji vodoravni premik (na vrhu konstrukcije) v dopustnih mejah in so priakovane vodoravne deformacije konstrukcije nekodljive za okolico:

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

wM

AN

= (2.2)

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

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

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


Gradbena jama 20

primikom konstrukcije k zemljini pa se bodo mirni tlaki prieli poveevati proti pasivnim pritiskom. Da bi dosegli mejne vrednosti aktivnih in pasivnih pritiskov so potrebni zadostni odmiki oz. primiki konstrukcije. Obiajno ne dopustimo taknih deformacij, zato geostatine raune izvedemo s projektnimi vrednostmi zemeljskih pritiskov:

kada EE :: > (2.3) in

kpdp EE :: < (2.4) V nadaljevanju moramo enabe brati tako, kot da so zapisane s projektnimi vrednostmi zemeljskih pritiskov. e nartujemo konzolno konstrukcijo v homogenih nekoherentnih tleh je izraun 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 tee tal.

Slika 2.6: Rezultirajoi zemeljski pritiski vzdol 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 lajega rauna jih lahko nadomestimo z rezultanto:

aa kHEE25.0 == (2.5)

3Hee a == (2.6)

Pod dnom gradbene jame se bodo nad vrtiem podporne konstrukcije zaradi odmika konstrukcije od zaledja mobilizirali aktivni pritiski, na nasprotni strani konstrukcije (zrana stran) pa pasivni pritiski. Rotacija podporne konstrukcije narekuje pod obraajno toko na zaledni strani poveanje mirnih tlakov (proti pasivnim) na zrani strani pa upad mirnih tlakov (proti aktivnim). Ravnovesje bo doseeno pri neki globini vpetja konzolne stene (D) in pri doloeni globini vrtia (d). Obe globini najlaje izraunamo, e ob konstrukciji doloimo rezultirajoe tlake. Zemeljski pritiski na dnu gradbene jame: Zaledna stran (zD):

aDDa kzp = aDa kHp = (2.7)

pDpD kzp = ppD kHp = (2.8) Zrana stran (zL):

aLLa kzp = 0=Lap (2.9)

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

DaLpLin ppp = aLin kHp = (2.11)

LaDpDin ppp = pDin kHp = (2.12) Rezultirajoi 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 )( += (2.13)

LapDinD zkkpp )( += (2.14)


Gradbena jama 22

Ker je konzolna podporna konstrukcija statino doloena, lahko globino vpetja D in globino vrtia d doloimo iz dveh ravnovesnih enab. = 0x (2.15) = 0OM (2.16) Raun si olajamo, e momentno enabo (2.16) piemo na toko 0, ki jo doloa poloaj sile E (rezultante aktivnih pritiskov nad dnom gradbene jame). Raunski postopek poteka iterativno: 1. Predpostavimo globino vpetja D 2. Iz momentnega ravnovesnega pogoja izraunamo globino vrtia d

0= DDLL eEeE (2.17)

3. Iz ravnovesne enabe v x-smeri izraunamo dopustno vodoravno obtebo konzolne podporne

konstrukcije, ki ustreza predpostavljeni globini vpetja D in izraunani globini vrtia d:

DLdop EEE = (2.18)

4. Dobimo tri mone reitve:

EE dop > predpostavimo vejo globino D (2.19) EE dop = raun je konan (2.20) EEdop < predpostavimo vejo globino D (2.21)

Pri predpostavljeni globini D najlaje izraunamo vrtie d tako, da si pripravimo tabelo v kateri izraunamo vrednosti rezultirajoih zemeljskih pritiskov na levi in desni strani konstrukcije v globinah, ki se od dna gradbene jame proti dnu konstrukcije enakomerno poveujejo za vrednost

z . V vsakem pasu debeline z izraunamo iz ploine diagrama rezultirajoih zemeljskih pritiskov teie, delno rezultanto in roico delne rezultante do toke 0. Vse koliine na levi strani lahko oznaimo z indeksom i =1, 2, 3, ., n tako, da indeks i naraa od dna gradbene jame proti dnu konstrukcije. Vse koliine na desni strani lahko oznaimo z indeksom j =1, 2, 3, ., n tako, da indeks j naraa od dna konstrukcije proti dnu gradbene jame. V i-ti toki bi na levi strani konstrukcije dobili:

)()5,0( apLinL kkzipp i += (2.21)

zpEii LL = (2.22)


Gradbena jama 23

Teie lahko izraunamo po enabi:

( ))(5.036 apLL

i kkzppze

ii

= (2.23)

In roico sile

iLE do toke 0 po enabi:

iL ezier i += (2.24) V tabeli lahko izraunamo tudi momente posameznih delnih rezultant in momente setevamo na levi strani od dna gradbene jame navzdol, na levi strani pa od dna konstrukcije navzgor. V globini, ki ustreza vrtiu konstrukcije bosta obe vsoti momenotov do te globine enaki.

iii LLL rEM = (2.25) Preglednica 2.1: Shematini prikaz rauna globine vrtia d: i

iLE iLe iLM =

n

iLiM

1

j jDE jDe jDM

=

n

jD jM

1

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 izraun globine vrtia

Slika 2.7a: Doloitev vrtia 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. e so tla dvo ali ve slojna postopamo tako, da nad najnijim spodnjim slojem doloimo rezultanto aktivnih pritiskov (v zaledju) in pasivnih pritiskov (na zrani strani) E in njeno oddaljenost od vrha spodnjega sloja e. e bi bil spodnji sloj v katerega see dno in vrtie konzolne podporne konstrukcije nekoherenten, bi izvedli izraun globine vrtia d in globino vpeta D na nain, kot je bil opisan v prejnjem poglavju. V tem primeru bi upotevali, kot da je globina izkopa H pred podporno konstrukcijo veja za globino H (razlika od dna gradbene jame do spodnjega sloja) in da je na tem mestu raunska globina dna gradbene jame. Drugane razmere pa nastopijo, e je sloj v katerega vpenjamo konzolno steno in v katerem je vrtie stene koherenten material (hribina) in e upotevamo, da je strina trdnost tega materiala podana z nederenirano kohezijo uc ali enoosno tlano trdnostjo uq . Kaj se spremeni? e raunamo aktivne in pasivne pritiske v materialih, katerih trdnost je podana samo s kohezijo ob ninem strinem kotu, so zemeljski pritiski enaki:

czpa 2= (2.26)

czpp 2+= (2.27)


Gradbena jama 26

Z globino se aktivni in pasivni pritiski poveujejo 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)( = (2.28)

puDzzpD czp :2)( += (2.29) Zrana stran (zL):

auLzzLa czp :2)( = (2.29)

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

DaLpLin ppp = )(2)()( :: aupuDzzLzzLin cczzp ++= (2.31)

LaDpDin ppp =

)(2)()( :: aupuLzzDzzDin cczzp ++= (2.32) e oznaimo razliko vertikalnih tlakov na vrhu koherentnega sloja z:

)()( LzzDzzzz zz = (2.33) lahko enabi (2.31) in (2.32) zapiemo v obliki:

zzaupuDin ccp ++= )(2 :: (2.34)

zzaupuLin ccp += )(2 :: (2.35) Rezultirajoi 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 izraun potrebne globine vpetja D in globine obraalia d enostavneji, kot je taken izraun v nekoherentnih materialih. Za predpostavljeno globino D dobimo iz momentne ravnovesne enabe:

02

)(2

)( =

++

+

DdedDpdedp DinLin (2.38)

kvadratno enabo za izraun globine obraalia:

02210 =++ dadaa (2.39) Iz ravnovesne enabe v x-smeri izraunamo dopustno vodoravno obtebo konzolne podporne konstrukcije:

0)( =+ dDpdpE DinLindop (2.40)

Dobimo tri mone reitve:

EE dop > predpostavimo vejo globino D (2.41) EE dop = raun je konan (2.42) EEdop < predpostavimo vejo globino D (2.43)

Komentar: Kadar je konzolna podporna konstrukcija vpeta v nekoherenten material (ima tudi strini kot) dobimo, vsaj teoretino, da je izvedba konzolne stene izvedljiva. Na raun vejega kolinika pasivnih pritiskov od kolinika aktivnih pritiskov obstaja v dovolj veliki globini obraalie konstrukcije. Seveda je praktina izvedba takne konzolne stene vpraljiva zaradi velikih globin (izvedljivost) in posledino velikih prerezov konstrukcije (ekonominost). e pa je konzolna stena nartovana v koherentni zemljini (hribini), kjer je trdnost podana samo z nedrenirano kohezijo uc ali enoosno tlano trdnostjo uq , pa lahko iz pogoja, da mora biti rezultirajoi tlak pod dnom gradbene jame (na vrhu koherentnega sloja) na zrani strani pozitivna vrednost (glej en. 2.31):

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


Gradbena jama 28

e bi bila konzolna stena nartovana v homogeni koherentni zemljini z nedrenirano strino trdnostjo uc , lahko ocenimo viino gradbene jame H, ki jo e lahko varujemo s konzolno ali 1 krat sidrano podporno konstrukcijo na naslednji nain: Zemeljske pritiske bomo izraunali s parcialnimi koliniki varnosti po postopku STR:

aE F (2.45)

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

auDa FcHp = )2( (2.47)

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

auLa Fcp = )2( (2.49)

pupL Fcp /)2(= (2.50)

DaLpLin ppp = HFFFF

cFcHFcp

pa

pauau

p

uLin

+==

12)2(2 (2.51)

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

01

2

+= H

FFFF

cppa

pauLin (2.52)

iz esar sledi, da je lahko pri nedrenirani strini odpornosti (cu) viina konzolne podporne konstrukcije:

+

pa

pau

FFFFcH

12max

(2.53)

Zgled: Vzemimo, da so projektni podatki naslednji:

3/20 mkN= , 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 dosee beton svojo trdnost lahko prinemo takoj z izkopom gradbene jame. (-) So omejene z viino gradbene jame. Obiajno je globina vpetja (D) konstrukcije veja od globine gradbene jame (H). Takne konstrukcije morajo biti zaradi velikih upogibnih momentov (konzola!) velikih prerezov. 2.2 Geostatina analiza sidrane (podprte ali razprte) podporne konstrukcije Glede na priakovano rotacijo toge konstrukcije (od zaledja proti izkopu gradbene jame) se bodo prvotni mirni tlaki z odmikom konstrukcije od zemljine zaeli zmanjevati proti aktivnim tlakom, s primikom konstrukcije k zemljini pa se bodo mirni tlaki prieli poveevati proti pasivnim pritiskom. V zaledju konstrukcije bodo samo aktivni pritiski, pred konstrukcijo, na zrani 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 taknem primeru bi se dno podporne konstrukcije premaknilo, konstrukcija pa tudi minimalno zavrtela. V vznoju konstrukcije bi dobili nino vrednost upogibnega momenta in nino vrednost prene sile. Taknim konstrukcijam pravimo, da so enkrat sidrane (podprte) konstrukcije s prostim vznojem.

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


Gradbena jama 30

Slika 2.10: Sidrana podporna konstrukcija s prostim vznojem; rezultirajoi zemeljski pritiski in

upogibni momenti vzdol konstrukcije in upogibki konstrukcije e pa je podporna konstrukcija vkopana v tla za vejo 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 obnaa ob dnu drugae. Pri dovolj veliki globini vpetja bi lahko dosegli, da bi bilo dno konstrukcije nepomino, konstrukcija pa tako vpeta v tla, da bi bil zasuk konstrukcije ob dnu nien. Taknim konstrukcijam pravimo, da so enkrat sidrane (podprte) konstrukcije z vpetim vznojem. 2.2.1 Homogena nekoherentna tla Obteba v zaledju:

aa kDHE2)(5.0 += (2.54)

3' DHe a

+= (2.55)

sDHea += )(32 (2.56)

Pasivni odpor pred podporno konstrukcijo:

pp kDE25.0 = (2.57)

3' De p = (2.58)

DsHep 32

+= (2.59)


Gradbena jama 31

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

Ravnovesne enabe:

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

0)(32

32

=

+

+ sDHEDsHE ap (2.61)

Za neznano globino vpetja enkrat sidrane podporne konstrukcije dobimo kubino enabo:

0332

210 =+++ DaDaDaa (2.62) Fizikalno je sprejemljiva najveja pozitivna reitev.


Gradbena jama 32

Iz ravnovesne enabe v x-smeri izraunamo vodoravno komponento sidrne sile:

0=++ TEES apH (2.63)

dejanska sila v sidru je enaka:

cosHSS = (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. Obiajno razporedimo sidra tako, da im bolje izkoristimo njihovo nosilnost. e oznaimo dopustno nosilnost sidra s dS , potem doloimo vodoravno razdaljo med sidri po enabi:

SSb d= (2.65)

2.2.2 Sidrana podporna konstrukcija v koherentnem materialu

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

tleh Da je mona 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( (2.67)

pup Fcp /2= (2.68)

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

+

pa

pau

FFFFcH

12max

(2.69)

V zaledju, pod vrhom podporne konstrukcije, nastanejo negativni aktivni zemeljski pritiski (natezne napetosti), ki jih v raunu izloimo. Globina zc v kateri so aktivni pritiski nini je podana z enabo:

u

ccz 2= (2.79)

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

auca FcHzHE = )2()(5.0 (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 FcHF

cppp == )2(2 (2.82)

HFF

FFcp

pa

paup

+=

12 (2.83)

DpE pp = (2.84)

2Dep =

(2.85)

Iz momentnega pogoja izraunamo 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 enabo:

02210 =++ DaDaa (2.87) Fizikalno sprejemljiva je najveja pozitivna reitev. V momentni enabi (2.86) smo upotevali e trenjsko silo T ob dnu podporne konstrukcije. Upotevanje trenja ob dnu podporne konstrukcije sicer ni obiajno, ga pa lahko upotevamo, e je pomembne vrednosti (n.pr. veliki preni prerezi konstrukcije; n.pr. vodnjaki). Iz ravnovesnega pogoja = 0x izraunamo potrebno sidrno silo:

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

cosHSS = (2.89)

2.2.3 Sidrana podporna konstrukcija v ve slojnih tleh Na naslednji sliki (2.14) je prikazana skica za izraun sidrane konstrukcije v nehomogenih tleh. Zaradi lajega rauna si lahko pomagamo tako, da v zgornjem sloju setejemo aktivne in pasivne pritiske in jih nadomestimo z rezultanto E. Globino vpetja raunamo 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 zasluijo tako imenovane berlinske podporne konstrukcije. Takne konstrukcije sestoje iz nosilnih vertikalnih elementov (armirano-betonski koli, najvekrat pa jekleni profili), ki segajo pod dno gradbene jame. Izkop nad dnom gradbene jame je varovan z opaem, 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 raunamo aktivne pritiske (obteba) v zaledju nad dnom gradbene jame na dolino a , ki ustreza medosni razdalji med vertikalnimi nosilnimi elementi, aktivne pritiske in pasivni odpor pod dnom gradbene jame pa na 3 kratno irino (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 rezultirajoimi pritiski

Izraun vpetja podorne konstrukcije ( D ) in velikost sidrne sile ( HS ) izraunamo na enak nain ob upotevanju razdalje a za aktivne pritiske nad dnom gradbene jame in razdalje b3 za aktivne in pasivne pritiske pod dnom gradbene jame kot smo raune prikazali v poglavjih 2.2.1 do 2.2.3. Pri berlinskih podpornih konstrukcijah je globina vpetja veja, kot je pri monolitnih podpornih konstrukcijah.

Bojan Majes: Fundiranje I

Gradbena jama 38

2.3 Sidrana podporna konstrukcija v nekoherentnem materialu z vpetim vznojem Pri enkrat sidrani podporni konstrukciji smo poiskali globino vpetja D, tako da smo izpolnili ravnovesni enabi. 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 nina vrednost upogibnega momenta in prene sile. Pravimo, da ima konstrukcija prosti vznoni del. e bi podporno konstrukcijo vpeli v temeljna tla za vejo globino (z > D), bi bili ravnovesni pogoji izpolnjeni le, e bi se konstrukcija pod dnom gradbene jame deformirala tako, kot je prikazano na naslednji sliki (2.18 a). e se je sidrana konstrukcija s prostim vznojem deformirala kot prostoleei nosilec s previsoma (podpori sta sidro in rezultanta pasivnih pritiskov) se konstrukcija z vpetim vznojem deformira kot nosilec na elastini podlagi (tokovna podpora na mestu sidra in linijska elastina podpora pod dnom gradbene jame).

Slika 2.18: Sidrana podporna konstrukcija z vpetim vznojem V preprostih inenirskih raunih sidrane podporne konstrukcije z vpetim vznojem raunamo tako, kot da imamo prostolee nosilec z vmesnim lenkom - upogibni moment je ni (slika 2.18 b). Ravnovesje med aktivnimi zemeljskimi pritiski v zaledju konstrukcije, pasivnim odporom temeljnih tal pred konstrukcijo in sidrno silo je izpolnjeno, e ob dnu podporne konstrukcije (pri globini vpetja zu) dodamo vpetostno reakcijsko silo Ru.


Gradbena jama 39

Slika 2.19: Skica za preprost inenirski raun sidrane konstrukcije z vpetim vznojem

Za tri neznanke (SH , Ru in zu) imamo na razpolago dve ravnovesni enabi ( x = 0 in MO = 0). e si globino vpetja zu izberemo, lahko neznanki SH in Ru izraunamo:

0= OM 0= Ruaapp rReEeE (2.90)

= 0x

0=+ HuaP SREE (2.91) e upotevamo:

aua kzHE2)(5.0 +=

szHe ua += )(32

in

pup kzE25.0 =

sHze up += 32

ter

szHr uR +=


Gradbena jama 40

Raunski 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 Statini raun sidrane podporne konstrukcije z vpetim vznojem (v nekoherentnih tleh) po Blumu Blum podaja globino lenka (z) v odvisnosti od globine gradbene jame (H) in od kolinika aktivnega zemeljskega pritiska (ka). e privzamemo reitev 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 statini raun sidrane konstrukcije z vpetim vznojem po Blumu


Gradbena jama 41

Slika 2.21: Globina lenka v odvisnosti od globine gradbene jame H in kolinika ak po Blumu Neznanke, ki nastopajo pri reitvi Bluma (SH , R , R in zu), izraunamo za vsak del nosilca iz dveh ravnovesnih enab ( x = 0 in M = 0). 2.3.2 Statini raun sidrane podporne konstrukcije z vpetim vznojem (v nekoherentnih tleh) po Tschebotarioffu Za peene zemljine ugotavlja Tschebotarioff, da je lenek ob dnu gradbene jame (z = 0), potrebna globina vpetja sidrane podporne konstrukcije pa je priblino enaka:

Hzu 3.0 (2.94) Rezultirajoi 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 statini raun sidrane konstrukcije z vpetim vznojem po Tschebotarioffu Iz ravnovesja ( x = 0 in M = 0) zgornjega prostoleeega nosilca izraunamo sidrno silo (SH) in reaktivno silo v lenku (R). Iz ravnovesja ( x = 0 in M = 0) spodnjega prostoleeega nosilca izraunamo rezultirajoi reaktivni sili E1 in E2 pod dnom gradbene jame, oziroma velikost rezultirajoih pritiskov e1 in e2.

= uzeE 3

232

11 (2.95)

= uzeE 3

132

22 (2.96)

= 0x 021 = REE

092

94

21 = uu Rzeze (2.97)

0= M 031

85

32

32

83

21 =

+

uu zEzE

0108

219

21 =ee (2.98)

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


Gradbena jama 43

Preglednica 2.2: Rezultati geostatinih analiz razlinih 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. prena 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 vznojem

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 rezultirajoih 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 prenih sil


Gradbena jama 45

Slika 2.26: Sidrana podporna konstrukcija v koherentnih tleh Diagram rezultirajoih 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 prenih sil

Slika 2.29: Konzolna podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh Diagram rezultirajoih 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 prenih sil


Gradbena jama 48

Slika 2.32: Sidrana podporna konstrukcija v nekoherentnih tleh Diagram rezultirajoih 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 prenih sil

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

Diagram rezultirajoih pritiskov


Gradbena jama 50


Diagram upogibnih momentov


Diagram prenih sil


Gradbena jama 51

2.4 Statini raun vekrat sidranih (podprtih/razprtih) podpornih konstrukcij V primeru, ko je podporna konstrukcija vekrat sidrana (podprta ali razprta), se v zaledju zemeljski pritiski vzdol konstrukcije prerazporedijo. V preprostih raunskih analizah lahko za doloitev sidrnih sil in upogibnih momentov v konstrukciji upotevamo diagrame zemeljskih pritiskov, ki so za razline vrste zemljin prikazani na sliki 2.39. e s ap oznaimo najvejo vrednost zemeljskega pritiska v zaledju, lahko za podporno konstrukcijo (kontinuirni nosilec) izraunamo potrebne sidrne sile (reakcije v podporah kontinuirnega nosilca) in rezultirajoe upogibne momente v konstrukciji. V navpini 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 statini raun vekrat sidrane konstrukcije


Gradbena jama 52

Slika 2.39: Oblike diagramov zemeljskih pritiskov v razlinih zemljinah V enabi (2.99) smo z iH oznaili najvejo razdaljo med sidri v navpini smeri, v enabi (2.100) pa z L razdaljo med sidri v vodoravni smeri.

Slika 2.25: Obteba in upogibni momenti na vekrat sidrane konstrukcije v vodoravni smeri

Pri dimenzioniranju vekrat podpornih konstrukcij lahko upotevamo izkustvene vrednosti zemeljskih pritiskov. Za peske:

)2/'45(tan65,0 2 = oa Hp (2.101) Za lahko do srednje gnetne gline:

4>ucH

=

HcHp ua

41 (2.102)

in za teko gnetne gline:


Gradbena jama 53

4ucH HHpa 4,02,0 = (2.103)

Prej opisani nain dimenzioniranja vekrat sidranih (podprtih /razprtih) konstrukcij lahko slui samo kot informativni izraun. Na taken nain preverimo samo konno stanje, ko je gradbena jama izkopana do konne globine H . Pri vekrat podprtih konstrukcijah moramo raunsko analizirati vsako fazo izvedbe (izkop, sidranje, izkop, sidranje, ). Danes so na voljo razlini raunalniki programi, ki omogoajo natannejo analizo vekrat podprtih konstrukcij (n.pr. Larix, Plaxis). V nadaljevanju so prikazani rezultati analize vekrat podprte konstrukcije po metodi konnih elementov s programom Plaxis.

Slika 2.56: Geometrijski podatki

Razporna ploa

Temeljna ploa

Lahko do srednje gnetna glina

Flina preperina

Flina kamnina

Diafragma d = 65 cm


Gradbena jama 54

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

Slika 2.57: Deformirana mrea konnih elementov (izkop do razporne ploe)


Gradbena jama 55

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

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

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


Gradbena jama 56

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

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


Gradbena jama 57

Slika 2.62: Deformirana mrea konnih elementov (izkop do temeljne ploe)

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

SH = 306,4 kN


Gradbena jama 58

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

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


Gradbena jama 59

2.5 Varovanje brein z brizganim betonom in pasivnimi sidri (soil nailing) Zaasno lahko varujemo izkopne breine gradbene jame tudi z brizganim betonom in pasivnimi sidri (soil nailing ebljane konstrukcije). Takno varovanje pride v potev, e izvajamo gradbeno jamo v suhem, v nekoherentnih materialih ali slabih kamninah. Izvedba pasivnih sider je uspena, e so tla primerna za sidranje.

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

Pasivna sidra se tejejo za sistematien ukrep, e so vgrajena vsaj z gostoto 1 sidro/6m2. Najpreprosteje pasivno sidro je rebrasta armaturna palica, vtisnjena v predhodno izvrtano in z injekcijsko maso zapolnjeno vrtino.

Slika 2.67: Rebrasta armaturna palica s podlono ploo in matico. Razvita so raznovrstna sidra za razline razmere:

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


Gradbena jama 60

Slika 2.68: IBO sidro

Ko potrebujemo takojen uinek (preteno v suhih kamninah), lahko uporabimo Swellex sidra (sidra iz tanje ploevine, 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: Obiajno zaporedje del pri varovanju vkopne breine s pasivnimi sidri. Kako upotevamo pasivna sidra v stabilnostni analizi?

Slika 2.69: Pasivnih sider ne smemo upotevati kot dodatnih sil na breini


Gradbena jama 62

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

Slika 2.71: Velikost sile v pasivnemo sidru upotevamo na vsaki drsini drugae (odvisno od sidrne

doline sidra La)

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


Gradbena jama 63

3.0 RAZLINE 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 ve) Loimo: Pilotne stene s prekrivajoimi se koli

Pilotne stene z dotikajoimi se koli

Prekinjena pilotna stena

Medosni raztoj med koli mora biti manji od 3d, da lahko e raunamo takno konstrukcijo kot steno. Izvedbe kolov se razlikujejo po nainu izkopa (stroj) in varovanju izkopa (opa, izplaka, zrak).


Gradbena jama 64

Slika 3.1: Tehnologija Benotto

Slika 3.2: Tehnologija Benotto - grabe Slika 3.3: Tehnologija Benotto - seka


Gradbena jama 65

Slika 3.4: Tehnologija Benotto armaturni koi

Slika 3.5: Betoniranje


Gradbena jama 66

Slika 3.6: Izvedba pilotov Slika 3.7: Konana pilotna stena


Gradbena jama 67

Slika 3.8: Tehnologija s spiralnim izkopom pilota opa se vtiskuje soasno s polem za izkop


Gradbena jama 68

Slika 3.8: Tehnologija Kelly s spiralnim izkopom pilota opa se uvrta loeno od pola za izkop

pilota

Slika 3.9: Strojna garnitura Kelly


Gradbena jama 69

Slika 3.10: Izvedba CFA pilotov brez opaa


Gradbena jama 70

Slika 3.11: Tehnologija Kelly za izvedbo pilotov brez opaa


Gradbena jama 71

Slika 3.12: Izvedba mikrokolov z izplako


Gradbena jama 72

Slika 3.13: Tehnologija Franki za izvedbo pilotov z razirjeno nogo


Gradbena jama 73

3.2 Diafragme

Debelina: 40, 60, 80, 100 in 120 cm (tudi ve) irina izkopa ene lamele: do 800 cm Globina: do 60 m Izkop: sesalno drogovje grabeni bagri izkop varujemo z bentonitno izplako ( > 10 kN/m3) ali z zranim nadtlakom. Diafragme so vodotesne. Izvedba diafragem je razlina. Na naslednjih slikah sta prikazani najbolj obiajni izvedbi diafragem.

Slika 3.14: Zaporedna izvedba posameznih lamel diafragme


Gradbena jama 74

Slika 3.15: Izmenina 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: Razlini grabei za bagerski izkop

Slika 3.19: Rezkarji in sesalno drogovje

Slika 3.20: Armaturni ko


Gradbena jama 77

Slika 3.21: Dve razlini diafragmi

3.3 Injektiranje Loimo: Penetracijsko injektiranje permeation grouting Masa, ki jo injektiramo v temeljna tla pod nizkimi pritiski, zapolni praznine v zemljini in ne spremeni strukture temeljnih tal. Razlinih mase za injektiranje v odvisnosti od prepustnosti zemljine: e so zemljine manj prepustne (k 10-6 cm/s) penetracijsko injektiranje ni mono 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 poveanju gostote temeljnih tal. Ovijanje z injekcijsko maso encapsulation grouting Injekcijska masa se utiskuje v temeljna tla pod visokimi pritiski, kar povzroa hidravlini lom tal. V tleh nastanejo razpoke, ki jih izpolni injekcijska masa. Posledino se temeljna tla zgostijo.


Gradbena jama 78

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

Jet grouting Zaradi injektiranja temeljnih tal z razlinimi injekcijskimi masami pod visokimi pritiski, se struktura temeljnih tal porui, posamezna zrna zemljine se meajo z injekcijsko maso. V temeljnih tleh dobimo okrog injekcijske vrtine slop poboljanih temeljnih tal. Najpogosteje se uporabljajo vodo-cementne mase, lahko pa tudi vodo-cementno-bentonitne mase. Pri Jet grouting postopku loimo tri razline tehnologije, ki omgoajo na enostaven in poceni nain ali pa na tehnoloko bolj zahteven in draji nain poboljanje mehanskih lastnosti v praktino vseh vrstah temeljnih tal. Oprema: Hidravlini vrtalni stroj Visokotlana rpalka Mealna postaja Silosi za cement, vodo in bentonit


Gradbena jama 79

Slika 3.23: Oprema za izvedbo jet groutinga

Slika 3.24: Injekcijska oba pri jet groutingu

Jet grouting lahko izvajamo na tri naine 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 nainu se zemljina ''rui'' skozi zgornjo obo z vodnim pritiskom 400 600 barov, vodo-cementna suspenzija se skozi spodno obo injektira pod pritiskom 400 - 600 barov. Dobijo se koli premera 50 100 cm. Potrebno je dvojno drogovje. Pri drugem nainu se injektiranje vodo-cementne suspenzije, pod pritiskom 400 - 600 barov, pospeuje 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 ''rui'' z vodnim pritiskom 400 600 barov, injektiranje vodo-cementne suspenzije, pod pritiskom 15 - 40 barov, se pospeuje 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) prietek injektiranja

Slika 3.30: (3) injektiranje in izvlaenje


Gradbena jama 83

Parametri, ki vplivajo na izvedbo Jet grouting kolov: premer obe: 1.5 do 4 mm (1 ali 2 obi) pritisk injektiranja: 400 600 barov hitrost rotacije drogovja: 15 do 60 rpm hitrost dvigovanja drogovja: 2 12 min/m koliina cementa (kg/m1, kg/m3) vodocementni faktor (obiajno 1/1, lahko tudi manj z dodatki cementu) Dobljeni rezultati injektiranja z visokimi pritiski (Jet grouting) Dolina 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 tlana trdnost Jet grouting kola (odvisno od vrste temeljnih tal in koliine vodo-cementne mase; qu = 3 do 20 MPa) Elastini modul Jet grouting kola (odvisno od vrste temeljnih tal in od doseene enoosne tlane 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 naina 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: Doseene enoosne tlane trdnosti v Jet Grouting kolih v odvisnosti od koliine cementa

Slika 3.35: Doseeni elastini moduli v Jet Grouting kolih v odvisnosti od enoosne tlane trdnosti (za meljaste in meljasto-peene 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 obstojeih 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 loimo:

lesene zagatnice

armirano-betonske zagatnice

jeklene zagatnice

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

prefabricirani elementi zagatnih sten

kombinacija montanih in na mestu izdelanih elementov Glede na podpiranje:

razpiranje

sidranje

kombinacija vzdolnih nosilcev in prenih razpor

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

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


Gradbena jama 92

Jeklene zagatnice: Razlino oblikovani prerezi (veji vztrajnostni in odpornostni moment) Dolina: 6, 9, 12 m (lahko se varijo)

Slika 3.45: Razlini naini 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 ploo

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 raunati na 3 kratno irino jeklenega nosilca, aktivne pritiske nad dnom gradbene jame pa na tekoi 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.

Documents

KONČNO gradbena jama - fgg-web.fgg.uni-lj.sifgg-web.fgg.uni-lj.si/kmtal-gradiva/GR-UNI/F1/gradbena jama.pdf · Bojan Majes – Fundiranje I Gradbena jama 3 Pri načrtovanju gradbene