Embed Size (px)
Citation preview
SVEUČILIŠTE U ZAGREBU
GEOTEHNI ČKI FAKULTET
LEVANI Ć SILVIO
GEOTEHNI ČKI I GEOFIZI ČKI ISTRAŽNI RADOVI ZA POTREBE TEMELJENJA TRGOVA ČKOG CENTRA „IKEA“
DIPLOMSKI RAD
VARAŽDIN, 2012.
SVEUČILIŠTE U ZAGREBU
GEOTEHNI ČKI FAKULTET
DIPLOMSKI RAD
GEOTEHNI ČKI I GEOFIZI ČKI ISTRAŽNI RADOVI ZA
POTREBE TEMELJENJA TRGOVA ČKOG CENTRA „IKEA“
KANDIDAT:
Levanić Silvio
MENTOR:
doc. dr. sc. Stjepan Strelec
VARAŽDIN, 2012.
Prije svega, želim se zahvaliti svojem mentoru doc.dr.sc.
Stjepanu Strelecu na ukazanom povjerenju, uloženom trudu, brojnim stručnim savjetima, diskusijama i pomoći koju mi je pružio tijekom izrade i pisanja ovog diplomskog rada. Hvala i svim kolegama koji su mi pomogli korisnim savjetima. Posebno bih zahvalio svojoj obitelji i djevojci na razumjevanju i bezuvjetnoj podršci tijekom svih godina studiranja.
Tablica sadržaja 1. UVOD ............................................................................................................................................... 2
2. GEOTEHNIČKI ISTRAŽNI RADOVI ..................................................................................................... 3
3. LABORATORIJSKA ISPITIVANJA ........................................................................................................ 5
4. GEOTEHNIČKE ZNAČAJKE TEMELJNOG TLA ..................................................................................... 8
5. SONDAŽNE JAME ........................................................................................................................... 12
6. HIDROGEOLOŠKI PODACI I MJERENJA ........................................................................................... 14
6.1. MJERENJA NA PIEZOMETRIMA (2009.) ...................................................................................... 15
6.2. HVORSLEV SLUG TEST ................................................................................................................. 15
7. GEOFIZIČKI ISTRAŽNI RADOVI ........................................................................................................ 17
7.1. GEOELEKTRIČNA ISTRAŽIVANJA ................................................................................................. 17
7.1.1. GEOELEKTRIČNO SONDIRANJE (VES) ................................................................................... 17
7.1.2. GEOELEKTRIČNA TOMOGRAFIJA ......................................................................................... 22
7.1.3. INTERPRETACIJA GEOELEKTRIČNE 2D TOMOGRAFIJE ........................................................ 24
7.2. SEIZMIČKA REFRAKCIJA .............................................................................................................. 25
7.3. VIŠEKANALNA ANALIZA POVRŠINSKIH VALOVA ......................................................................... 26
8. PROJEKTNE VRIJEDNOSTI MAKSIMALNOG POTRESA (EUROCODE - 8) ......................................... 29
9. GEOSTATIČKE ANALIZE .................................................................................................................. 31
9.1. ANALIZA NOSIVOSTI ................................................................................................................... 31
9.2. ANALIZA SLIJEGANJA .................................................................................................................. 32
9.3. MODUL REAKCIJE TLA ................................................................................................................. 33
10. ANALIZA NOSIVOSTI I SLIJEGANJA TEMELJNOG TLA ..................................................................... 34
10.1. PLITKO TEMELJENJE (temeljna traka, D = 1,2 m) ..................................................................... 34
10.2. PLITKO TEMELJENJE (temeljna stopa, D = 1,5 m) ..................................................................... 37
10.3. ANALIZA NOSIVOSTI BUŠENOG PILOTA (L= 17 m, D= 0,6 m) ................................................... 40
10.4. ANALIZA NOSIVOSTI CFA PILOTA (L= 17 m, D= 0,75 m) ........................................................... 42
11. ZAKLJUČAK ..................................................................................................................................... 44
12. LITERATURA ................................................................................................................................... 48
13. GRAFIČKI PRILOZI ........................................................................................................................... 49
2
1. UVOD Svaki geotehnički i geofizički istražni radovi trebaju pružiti sve one podatke o tlu
potrebne da bi se utvrdile njegove vrste u raznim dubinama, njihovo prostiranje i da se ocijene
osobine tla u području koje nas zanima, s točnošću na razini svrhe u koju se ono ispituje
(Nonveiller 1979).
U ovom radu prezentirani su objedinjeni podaci o istraživanju iz 2009. i 2011. godine,
za potrebe temeljenja trgovačkog centra „IKEA“ u mjestu Sop (Rugvica) istočno od grada
Zagreba. Za potrebe izrade elaborata izvedeni su geotehnički istražni radovi kroz terenske
istražne radove, laboratorijska ispitivanja, te geofizička istraživanja. Na predmetnoj lokaciji
predviđa se izgradnja građevine okvirnih tlocrtnih mjera 230 x 400 m, katnosti, Po i Pr+1,
planirane izgradnje u dvije faze.
Svrha istražnih radova bila je dobivanje uvida u sastav i geotehničke značajke
temeljne podloge, te hidrogeološke uvjete na lokaciji. Na osnovu tih podataka određen je
način i dubina temeljenja, dopušteno specifično opterećenje i slijeganje temeljnog tla. Rad
sadržava rezultate istraživanja sastava temeljnog tla, ispitivanja tla “in situ” i laboratorijska
ispitivanja uzoraka tla.
Prvi dio istražnih radova rađen je 2009. godine i to dvadeset i tri (23) geomehaničke
istražne bušotine do maksimalne dubine od 25 m. Uz istražno bušenje u 2009. provedene su
statičke i dinamičke penetracijske sonde, te sondažni iskopi. Istraživanja iz 2011. god.
primarno se dopunjuju sa četiri (4) duboke bušotine dubine 25 m, radi potvrde dubine
zalijeganja i mehaničkih parametara podinskog šljunka. Osim dubokih bušotina izbušene su i
četiri (4) plitke bušotine, te opsežna geofizička istraživanja, električnim i seizmičkim
profiliranjem.
Položaj istražnih radova u odnosu na tlocrtnu situaciju građevine prikazan je na
situacijskom planu (Prilog 1).
3
2. GEOTEHNI ČKI ISTRAŽNI RADOVI
Na predmetnoj lokaciji primarno istražno bušenje do maksimalne dubine od 25 m
provedeno je u 2009. god., zajedno sa dinamičkim (SPT, DPH) i statičkim (CPTU) sondama.
Sondažni iskopi izvedeni su do dubine od 4,0 m. Istražni radovi raspoređeni su po kvadratnoj
mreži, dužine stranica 50 m. Ukupno su izvedene 23 bušotine, 28 sondažnih iskopa, te je
postavljeno 7 piezometara na planiranim lokacijama. Dopunski radovi u 2011. god.
obuhvaćaju 4 (četiri) dopunske duboke istražne bušotine do 25,0 m, te 4 plitke do 6,0 m,
geofizička istraživanja i dopunske laboratorijske analize.
Istražno bušenje na lokaciji u 2009. god. provedeno je u razdoblju od 13. siječnja do 3.
veljače, a 2011. god. od 12. listopada do 04. studenog 2011. Dinamička ispitivanja izvedena
su kroz standardni penetracijski test (SPT) kontinuirano pored svake bušotine, kao i kroz
odvojene DPH sonde (Dinamic Probing Heavy) prema DIN 4094 standardu. Na istražnoj
lokaciji provedene su i četiri statičke penetracijske sonde (CPTU).
Dinamičko sondiranje u 2011. god. provedeno je prema SPT standardu u bušotinama.
Istražne dubine bile su u skladu sa radnim nalogom predstavnika investitora, te su
kontinuirano usklađivane. Bušenje bušotina izvedeno je motornom rotacijskom bušilicom uz
kontinuirano jezgrovanje. Po završetku bušenja provedena je terenska identifikacija i USCS
klasifikacija nabušene jezgre.
Pored terenskih pokusa iz geomehaničkih istražnih bušotina uzeti su poremećeni i
neporemećeni uzorci za laboratorijske analize, odnosno za utvrđivanje fizikalnih i mehaničkih
svojstava tla. Razina podzemne vode tijekom istražnog bušenja registrirana je na dubini
RPV = 1,0 do 3,5 m, mjereno od razine terena.
Slika 1. Primjer sondažne jezgre sa terena (Bušotina B-16)
4
Slika 2. Šuplje bušače svrdlo s čepom u fazi svrdlanja (lijevo) i prilikom utiskivanja uzorkivača za vađenje uzoraka tla u fazi mirovanja (desno)
Slika 3. Sonda statičkog penetracijskog pokusa bez mjerenja pornog tlaka (CPT, lijevo) i s mjerenjem pornog tlaka (CPTU, desno); qt je korigirani otpor šiljka, dok se koeficijent a
dobije baždarenjem
5
3. LABORATORIJSKA ISPITIVANJA
Laboratorijskim ispitivanjima obuhvaćeni su pokusi za određivanje općih i mehaničkih
obilježja na poremećenim uzorcima koherentnih i nekoherentnih tla.
Kod koherentnog materijala (glina, prah) određivanje parametara čvrstoće obavlja se na
uzorku veličine 60×60×25 mm koji se ugrađuje u metalni dvodijelni kalup i opterećuje
vertikalnom silom. Po završetku konsolidacije, gornji okvir kalupa opterećuje se
horizontalnom silom kontinuiranog prirasta doloma uz mjerenje horizontalne deformacije.
Najmanje tri probe, od jednog neporemećenog uzorka, pod različitim vertikalnim
opterećenjima čine jedan pokus. Iz parova vertikalnih i maksimalnih horizontalnih
opterećenja formira se Coulombov pravac smicanja te se iz njega preračunava kohezija (c) i
kut unutrašnjeg trenja (φ).
Slika 4. Faze uzorkovanja i priprema uzorka tla za ispitivanje u laboratoriju (Hight 2000, prema Simons i dr. 2002)
6
U geomehaničkom laboratoriju na neporemećenim i poremećenim uzorcima tla ispituju su
slijedeća svojstva:
- sadržaj prirodne vlage Wo (%)
- obujamska težina γw.d. (kN/m3)
- specifična težina γs (kN/m3)
- Atterbergove granice plastičnosti WL,P (%)
- izravno standardno smicanje
a) kohezija c (kN/m2)
b) kut unutrašnjeg trenja φ (°)
- kompresija u edometru
a) koeficijent pora e -
b) model stišljivosti Mv (MN/m2)
Za nekoherentno tlo karakteristični uzorci tla, uzeti prilikom terenskih radova, osuše se
do konstantne mase i siju kroz sita standardnih veličina očica, nakon čega se važu pojedine
frakcije i izračuna njihov odnos prema ukupnoj masi uzorka. Sijanje se provodi tako da se
uzorak suhog tla mehaničkim trešenjem prosijava kroz niz sita, od kojih svako slijedeće ima
manje otvore.
Na temelju dobivenih podataka o veličini čestica i njihovom udjelu u tlu, izrađuju se
granulometrijski dijagrami koji prikazuju granulometrijski sastav tla (sastav tla prema veličini
zrna). Dalje definiramo promjer efektivnog zrna D10 i promjer dominantnog zrna D60.
Promjer efektivnog zrna je onaj promjer zrna za dani uzorak tla od kojeg je 10% zrna tla
manje, a promjer dominantnog zrna je onaj promjer od kojeg je 60% zrna tla manje, odnosno
za dani uzorak je 10% zrna manje od D10, a 60% zrna je manje od D60.
Koeficijent jednoličnosti definiran je sa: C� ����
���
a koeficijent zakrivljenosti sa: C �����
���∙���
7
Tlo za koje je koeficijent zakrivljenosti granulometrijske krivulje između 1 i 3, dakle
1 < Cc < 3, dobro je graduirano, uz uvjet da je također Cu > 4 za šljunak, odnosno Cu > 6 za
pijesak. U slučaju da jedan od ova dva uvjeta nije ispunjen onda je šljunak odnosno pijesak
slabo graduiran (simbol GP ili SP).
Slika 5. Primjer laboratorijskih ispitivanja (B-2)
8
4. GEOTEHNI ČKE ZNAČAJKE TEMELJNOG TLA
Predmetnu lokaciju u vrijeme bušenja predstavlja neizgrađen teren, obrastao u
vegetaciju i u cijelosti je poljoprivredno zemljište. Zbog izrazite heterogenosti i varijacija u
slojevima tla, generalna uslojenost tla može se sagledati u širem obimu.
Generalno, istražna lokacija izgrađena je od prašinastih glina sa varijabilnim udjelom
finog pijeska i organskih primjesa. Gline su većinom klasificirane kao visoko plastične (CH),
sive boje. Ovisno o udjelu finog pijeska, prašinaste komponente i boji smeđe gline prošarane
sivom, u gornjem intervalu koji zaliježe do prvog sloja treseta utvrđeni su sljedeći slojevi tla
(zajedno za sve lokacije):
0,0 - max. 8,0 m (4,5 – 7,7 m) – "gornji interval"
1. Humus, tamno smeđe boje (0,3 do 0,4 m)
2. Glina niske plastičnosti (CL); smeđa, kruto plastične konzistencije (max. udio org. =
5%)
3. Prašinasta glina visoke plastičnosti (CH); anorganska prašinasta glina smeđe boje
prošarana sivom, kruto plastične konzistencije. Glina sadrži karbonatne fragmente i
limonitna zrna. Maksimalni udio organske komponente = 7%.
4. Prašinasta glina (CH) sa pijeskom; sive boje prošarana žuto-smeđom, srednje
plastične konzistencije. Prisutan varijabilan udio finog pijeska, do 20%, te mjestimice
tanki proslojci pijeska. Sadrži limonitna zrna i karbonatne fragmente.
5. Pjeskovita glina (CL); siva pjeskovita glina sa 30- 45% finog pijeska, meko plastične
konzistencije.
6. Prašinasti pijesak (SM); sivi pijesak sa više od 20% koherentnog materijala, rastresit.
Broj udaraca terenske SPT probe u ovim materijalima iznosi N30 = 1 - 14 udaraca/stopi,
te DPH, N10 = 1 - 9 udaraca/10 cm.
9
Parametri posmične čvrstoće materijala gornjeg intervala:
kut unutrašnjeg trenja: φ = 20° za visoko plastične gline (CH) do 27° za gline niske
plastičnosti (CL)
kohezija: c = 34,2 kN/m2 za gline CH do 18,7 kN/m2 za CL
modul stišljivosti: Mv = 5,6 – 6,7 MN/m2 za gline do 2,5 m,
Mv = 3,6 – 3,7 MN/m2 za gline dublje od 2,5 m.
Konzistentno stanje materijala opada sa dubinom "gornjeg intervala". Pliće smeđe
gline (CL/CH) i žutosmeđe prošarane sivom, u intervalu do 2,5 m, kruto plastične su
konzistencije, raspona jednoosne tlačne čvrstoće (UCS) qu = 90 to 220 kN/m2. Smeđe gline
prošarane sivom i sive gline, dublje od 2,5 m, srednje su plastičnog konzistentnog stanja do
meko plastičnog pri dnu intervala. Najčešće je meka konzistencija popraćena prašinastim
sastavom i prisutnim pijeskom. Ova zona uglavnom je saturirana podzemnom vodom, a sve
pojave podzemne vode utvrđene su u ovom dijelu. Jednoosna tlačna čvrstoća (UCS) kod
većine uzoraka sive gline (CH) pri dnu intervala iznosi qu = 40 to 50 kN/m2.
4,5 - 9,5 m (varira u rasponu) – "prvi sloj treseta"
7. Treset (Pt); treset crne boje.
8. Treset (Pt)/OH; crni treset, djelomično zaglinjen. Zaglinjeni dijelovi sadrže > 20%
organske tvari.
Generalno debljina tresetnog sloja u ovom intervalu iznosi cca 2,0 m, koji je kod nekih
bušotina razdijeljen tankim slojevima sive, visoko plastične gline (CH).
9,0 – max. 11 m – "medijalni interval"
9. Glina visoke plastičnosti (CH); siva, srednje plastične konzistencije.
10. Prašinasta glina visoke plastičnosti (CH); siva, meko plastične konzistencije.
11. Zaglinjeni pijesak (SC); sivi, više od 30% koherentnog materijala.
10
10,5 – max. 14 m – " drugi sloj treseta "
12. Treset (Pt); crni zaglinjeni treset, djelomično sa pougljenjenim materijalom, >40%
organske tvari
13. Organska glina (OH); crna organska glina sa 20 to 40% organske tvari.
> 13,0 – "donji interval"
14. Prašinasti pijesak (SM); sivi, srednje zbijen, > 12% koherentnog materijala.
15. Zaglinjeni pijesak (SC); sivi, >45% koherentnog materijala, zbijen.
16. Prašinasti šljunak (GM); sivi, >15% koherentnog materijala. Valutice zaobljenih
bridova. Vrlo zbijen.
17. Šljunak (GW); dobro graduiran šljunak, do 15% pijeska i <1% koherentnog
materijala. Valutice zaobljenih bridova, max. promjera 70 mm. Vrlo zbijen.
Vrlo zbijen šljunak determiniran je na cijelom području istražne lokacije, istražnim
bušenjem kao i dinamičkim i statičkim sondama. Dubina zbijenog šljunka varira od
minimalno 13,4 m do maksimalno 16,5 m. Utvrđene vrijednosti su ekstremi, dok je na većini
istražnog prostora šljunak determiniran na dubini 14,2 m.
Istražnim bušenjem dobiven je detaljan uvid u svojstva temeljnog tla, do dubine 25 m.
Razina podzemne vode za vrijeme istražnog bušenja registrirana je na dubini RPV = 1,0 do
3,5 m, mjereno od razine terena. Velika je vjerojatnost da je širi istražni prostor jednake
litološke građe. Geološkog postanka kao rezultat taloženja eolskog materijala u barske
prostore, koji su se rasprostirali na postojećoj dolini rijeke Save.
11
Primjer profila sondažne bušotine prikazan je na sljedećoj slici.
Slika 6. Sondažni profil (bušotina B-3)
12
5. SONDAŽNE JAME
Istražne jame dubine su 4,0 m, te zahvaćaju “gornji interval” tla. Slojevi treseta
identificirani su i potvrđeni kao manji slojevi i na plićim dubinama. Test proveden krilnom
sondom na glinovitim materijalima u intervalima do dubine od 3,5 m, pokazuju prilično
visoke čvrstoće ali i priličnu osjetljivost. Generalno gledajući, gornji slojevi do dubina 2,5 m
kruto su plastične konzistencije te postepeno omekšavaju s dubinom.
Tablica 1. Glavni slojevi tla pronađeni u sondažnim jamama (max. dubina iskopa 4,5 m)
Za vrijeme iskopa mala količina slobodne vode počela je dotjecati u iskop iz
površinski saturirane zone unutar jednog metra dubine. Glavne količine vode dotjecale su u
iskop iz dubine 2,0 m, iz sloja prašinastog šljunka i sivo - smeđe gline visoke plastičnosti.
Bilo je potrebno da prođe minuta da voda počinje pritjecati u iskop maksimalnim
intenzitetom. Na nekim iskopima, voda iz tankih leća se izlijevala u istražnu jamu te formirala
tok koji je brzo oslabio, dok se u većini jama voda samo cjedila po zidovima.
13
Nakon što je iskop izveden do krajnje dubine, zidovi iskopa iz kojih je voda izlazila
počeli su se urušavati u formi ploča debelih nekoliko centimetara, otkrivajući pravu strukturu
vrlo prašinastih glina. Stranice iskopa stoje stabilno pod vertikalnim nagibom, a bočni zidovi
stabilni su dok voda ne ispuni istražnu jamu. Većina iskopa je završila u sivim (plavkastim)
slojevima gline visoke plastičnosti (CH), koja je na nekim lokacijama bila prašinasta čak i
pjeskovita s prepoznatljivom plavkastom bojom.
Treba spomenuti pojavu sloja treseta, koji je uvijek lociran između slojeva (plavkaste)
gline visoke plastičnosti (CH). Slojevi treseta pronađeni tijekom iskopavanja istražne jame
debljine su 0.3 m do maksimalno 0.6 m.
Podzemna voda izmjerena je nakon određenog vremena od iskopavanja istražne jame.
Na nekim jamama ovo vrijeme je trajalo do 4 sata, na ostalima nešto kraće. Prva istražna jama
nakon iskapanja se odmah zatrpavala, a potonje su se dogovorno ostavljale otvorene da bi se
razina podzemne vode mjerila kasnije.
Slika 7. Sondažna jama (3)
14
6. HIDROGEOLOŠKI PODACI I MJERENJA
Razina podzemne vode opažana je u periodu od veljače 2009. do veljače 2010. god.
Tablica 2. Razina podzemne vode po mjerenim datumima
Dijagram 1. Razine podzemne vode opažane u periodu od godinu dana.
15
6.1. MJERENJA NA PIEZOMETRIMA (2009.)
Kako bi se determinirali hidrogeološki parametri na istražnom prostoru Rugvica,
izbušeno je i ugrađeno 7 piezometara. Šest piezometara (P-1 do P-6) ugrađeno je do dubine
10 metara te jedan piezometar (P-7) do dubine 20 metara.
Iz piezometara P-1 do P-6 crpljena je voda, te je mjereno vrijeme potrebno da se voda
vrati u svoj prvotnu razinu. Bazirano na rezultatima mjerenja, vrijednosti hidrauličke
vodljivosti izračunate su prema Hvorslev-u.
6.2. HVORSLEV SLUG TEST
"Slug tests" provodi se na način da se razine vode u bušotini brzo promijeni. Brza
promjena postigne se dodavanjem ili oduzimanjem (izvlačenje) malih količina vode ili tijela
kojim se promijeni volumen i na taj način razina podzemne vode u mjerenom piezometru.
Vrijeme potrebno da se razina vode vrati na početnu vrijednost koristi se kako bi se izračunala
propusnost. Hvorslev-ov slug test (1951) je dizajniran kako bi se procijenila hidraulična
vodljivost vodonosnika. Veličina dotoka ili istjecanja (q) na vrhu piezometra u bilo koje
vrijeme t je proporcionalno s vodopropusnosti tla, K.
Slika 8. Ilustracija principa mjerenja "slug" testa
16
Parametri vodonosnika dobiveni slug testom manje su pouzdani od testova koji
uključuju crpljenje zdenca, a praćenje promjene razina u drugom (opažačkom). Problemi
nastaju kod efekata "well skin and wellbore storage", što može otežati dobivanja točnih
rezultata iz slug test interpretacije.
Najpouzdanije i najčešće korištena metoda za određivanje karakteristika vodonosnika
je metoda pomoću kontroliranog crpljenje vodonosnika. Tok podzemne vode varira u
vremenu i prostoru te ovisi o hidrauličkim svojstvima tla i rubnim uvjetima nametnutih u
sustav podzemne vode. Test probnog crpljenja daje bolje rezultate i reprezentativniji je od
dobivenih step testom. Step test proveden je na piezometru 7 (P-7). Svrha step testa procjena
je najvećeg toka koji može biti zadržan tijekom dužeg vremena. Test je proveden
progresivnim povećanjem crpne količine.
Tablica 3. Vrijednosti terenski izmjerenih koeficijenta vodopropusnosti "K" na piezometrima.
17
7. GEOFIZI ČKI ISTRAŽNI RADOVI
Geofizička istraživanja obuhvaćaju električna istraživanja u smislu dviju metoda,
vertikalnog profiliranja (VES) odnosno geoelektričnih sondi, te profiliranje geoelektričnom
tomografijom, te seizmička istraživanja za određivanje profila brzine širenja seizmičkih
valova i to P valova plitkom seizmičkom refrakcijom (RF), te S valova višekanalnom
analizom površinskih valova (MASW). Istraživanja su provedena od strane tvrtke SPP d.o.o.
u razdoblju od 12.10. do 04.11.2011. god.
7.1. GEOELEKTRIČNA ISTRAŽIVANJA
Geoelektrično istraživanje provedeno je s ciljem što kvalitetnijeg determiniranja
geoloških naslaga i određivanja dubina zalijeganja i debljina pojedinih slojeva.
7.1.1. GEOELEKTRIČNO SONDIRANJE (VES)
Geoelektrično sondiranje (VES) metodom prividne otpornosti izvedeno je na dvije
geoelektrične sonde (GS-1 do GS-2) koje su prostorno smještene prema planu istraživanja
(Prilog 1), te četiri profila geoelektrične tomografije GP-1 do GP-4.
Tablica 4. Koordinate geoelektričnih vertikalnih sondi
Maksimalni polurazmak strujnih elektroda AB/2 primijenjen na terenu iznosio je 250
– 300 m budući se takav polurazmak pokazao dostatnim za razlučivanje geoloških slojeva i
interpretaciju odnosno primjerenim za vrstu zahvata kojeg se planira izvesti na lokaciji.
18
Specifični električni otpor je vrlo važno svojstvo tla, odnosno stijene, a ovisi o vodi te
o količini i vrsti u njoj otopljenih minerala. Zbog različite poroznosti stijene i količine vode u
njoj, taj se otpor može mijenjati u širokim granicama.
Svi mjerni iznosi prividnog otpora bit će jednaki stvarnom otporu samo ako je
geološka sredina po cijeloj ispitanoj dubini homogena. Geološke sredine su najčešće
heterogene pa prividni otpor, unutar zahvaćene dubine, ima neku prosječnu vrijednost, koja
ovisi o otporima i raspodijeli materijala po dubini te o razmacima elektroda.
Dubina sondiranja ovisi o međusobnoj udaljenosti strujnih i naponskih elektroda - što
je veći međusobni razmak elektroda, veća je dubina ispitivanja. Elektrode se obično
postavljaju u ravnoj liniji s time da se strujne elektrode (A i B) nalaze izvan naponskih
elektroda (M i N). Mjeri se jakost struje između strujnih elektroda pa se iz razlike potencijala
između potencijalnih elektroda, pomoću konstante geometrijskih odnosa svih elektroda,
određuje prividna otpornost. Interpretacijom se određuju debljine i specifični električni otpor
pojedinih geoelektričnih sredina.
Otpornost je vrlo važno svojstvo tla, odnosno stijene, a ovisi o sadržaju vode te o
količini i vrsti u njoj otopljenih minerala. Zbog različitog stupnja poroznosti stijene i
saturiranosti vodom, taj se otpor može mijenjati u širokim granicama. Svi mjerni iznosi
prividnog otpora bit će jednaki stvarnom otporu samo ako je geološka sredina po cijeloj
ispitanoj dubini homogena. Geološke sredine su najčešće heterogene pa prividni otpor, unutar
zahvaćene dubine, ima neku prosječnu vrijednost, koja ovisi o otporima i raspodijeli
materijala po dubini te o razmacima elektroda.
U Schlumbergerovom mjernom rasporedu koriste se dvije strujne elektrode (A i B)
i dvije potencijalne elektrode (M i N) smještene u liniji i centrirane na nekoj lokaciji (Slika 9).
19
i
i
I
V
a
ab
i
∆⋅
−⋅
=4
22π
ρα
Gdje su: iV∆ - razlika potencijala
iI - jakost struje
Slika 9. Schlumbergerov mjerni raspored
Potencijalne elektrode M i N se nalaze na udaljenosti a/2 od centra sondiranja C, dok
b=AB/2 predstavlja udaljenost strujnih elektroda A i B od centra sondiranja. Pri mjerenju je
udaljenost a/2 mnogo manja od udaljenosti b, te u praksi vrijedi relacija a/2<2b/10. Kako se
strujne elektrode razmiču, razlika potencijala postaje sve manja. Može se dogoditi da
vrijednost razlike potencijala postane tako mala da ju nije moguće izmjeriti s postojećim
voltmetrom. Zbog toga je potrebno povećavati razmak potencijalnih elektroda kako bi se
povećala i razlika potencijala.
20
Slika 10. Prikaz otpornosti nekih materijala (G. Dohr)
Pri interpretaciji rezultata mjerenja uvažene su postojeće spoznaje o sastavu i građi
terena. Zbog usporedbe treba navesti i podatke o specifičnom električnom otporu nekih
geoelektričnih sredina iz literature. Na slici 10 prikazana je specifična otpornost ρ nekih
geoloških sredina G. Dohr. Applied Geophysics, str. 187, a na slici 11 je specifična otpornost
ρ nekih materijala preuzeta iz časopisa Geofizika (S. Kovačević. Osnove metode
geoelektričnog sondiranja, 1962).
Slika 11. Prikaz otpornosti nekih materijala (Kovačević, 1962)
21
Podaci dobiveni geoelektričnim ispitivanjima veoma su pouzdani ako se verificiraju
strukturnim bušenjima, te ako rezultate mjerenja interpretira iskusan geoelektričar.
Geoelektrično sondiranje ima značajne prednosti pred drugim geofizičkim metodama
ispitivanja geoloških formacija, jer je jednostavno, brzo, točno i nije skupo. U osnovi ovog
ispitivanja mjeri se provodljivost naslaga, odnosno otpori tla prolazu električne struje.
Otpornost naslaga mijenja se u dosta širokim granicama, a na njenu veličinu posebno
utječe niz činitelja poput otpora minerala stijene i otopina u njenim porama i pukotinama,
poroznost, vlažnost i struktura stijene odnosno sloja.
Slika 12. Izmjereni geoelektrični profil na sondi GS-1.
22
Slika 13. Izmjereni geoelektrični profil na sondi GS-1.
7.1.2. GEOELEKTRIČNA TOMOGRAFIJA
U Wennerovom mjernom rasporedu za profiliranje koriste se dvije strujne elektrode
(C1 i C2) i dvije potencijalne elektrode (P1 i P2) smještene u liniji i centrirane na nekoj
lokaciji (Slika 14).
Elektrode se postavljaju u ravnoj liniji profila, na način da se zabode svih 24 elektroda,
a preklopnik geoelektričnog uređaja za mjerenje automatizirano prebacuje raspored strujnih i
potencijalnih elektroda. Mjeri se jakost struje između strujnih elektroda pa se iz razlike
potencijala između potencijalnih elektroda, pomoću konstante geometrijskih odnosa elektroda
(za Wenner PRF – K=2π CC/3), određuje prividna otpornost. Interpretacijom se određuju
debljine i specifični električni otpor pojedinih geoelektričnih sredina.
23
Slika 14. Wenner-ov raspored
gdje je:
X : udaljenost u profilu do polovišta P1P2 (Mid)
CC/3 : trećina udaljenosti strujnih elektroda (CC/3)
Polovište potencijalnih elektroda P1 i P2 nalazi se na udaljenosti X od početka
geoelektričnog profila. Pri mjerenju udaljenost P1-P2 iznosi trećinu udaljenosti C1C2
(PP=CC/3).
Prednosti geoelektričnog profiliranja:
• nije potrebno razmicanje elektroda sukladno položaju u profilu,
• mjerni raspored se u profilu pozicionira automatizirano.
Interpretirani rezultati prikazuju se kao grafički prikaz profila otpornosti sa dubinom.
Profil se može prikazati u boji ili u crno-bijelome prikazu, gdje različite šrafure prema legendi
prikazuju zone različitih otpornosti. Trapezasti oblik grafičkog prikaza, gdje se sa udaljenošću
od središta profila smanjuje dubina interpretacije, razlog je u postepenom smanjivanju
prikupljenih podataka kako se razmak strujnih i potencijalnih elektroda povećava. Ako su
potrebni ovi podaci kompletan profil se može preseliti duž linije istraživanja, te se grafički
prikazi nastavljaju jedan na drugi.
Geoelektrična tomografija sve se više koristi kao metoda za istraživanje zona sa
složenom geologijom gdje se metode geoelektričnog sondiranja i druge geofizičke metode ne
mogu koristiti.
24
7.1.3. INTERPRETACIJA GEOELEKTRIČNE 2D TOMOGRAFIJE Na temelju iskustvenih podataka tvrtke koja je izvodila ove radove, a za slične
geoelektrične sredine, uz priložene podatke iz literature o specifičnom električnom otporu
nekih materijala, interpretirane su geološke sredine u geoelektričnim profilima GP-1 do GP-4.
Slika 15. Rezultat geoelektrične tomografije u profilima GP-1 do GP-4 (Rugvica).
25
7.2. SEIZMIČKA REFRAKCIJA
Ovom metodom mjerimo vremena prvih nailazaka koji se očitavaju sa snimljenih
seizmograma. Prvi se nailasci odnose na uzdužne P ili poprečne S valove što već ovisi o
načinu generiranja seizmičkog poremećaja. "Pikiranje" i korespondencija vremena
odgovarajućim refraktorima najosjetljiviji je dio prilikom interpretacije. Princip CAD
(computer aided tomography) daje korektne slike kad god se uvaže relevantni podaci
geotehničkog profila, a time se ujedno umanjuje moguća više-smislenosti zbog inverzije
brzina po dubini.
Plitka seizmička refrakcija, odnosno refrakcijska tomografija provedena je s P
valovima. Seizmički dispozitiv se sastojao od 24 vertikalna geofona frekvencije 4.5 Hz za
snimanje P valova. Geofonski razmak iznosio je 3 m. Podaci mjerenja su interpretirani
DELTA-t-V metodom iz paketa Rayfract 2.63 (Intelligent Resources Inc.)
Ograničenje refrakcijske metode je porast brzine seizmičkih valova s dubinom. Tako
nije moguće interpretirat sloj niže brzine ispod sloja više brzine nego je konačni rezultat
prikaz na kojemu brzine seizmičkih valova rastu sa dubinom.
Na slici 16 a/b/c/d. prikazan je rezultat tomografske interpretacije seizmičkih profila RF-1-4.
Slika 16. 2D profil brzine kompresijskih seizmičkih valova izmjeren na RF-1-4.
26
7.3. VIŠEKANALNA ANALIZA POVRŠINSKIH VALOVA
Razvoj seizmičkih metoda posljednjih desetljeća, osobito višekanalne analize
površinskih valova (MASW - Multi-Channel Analysis of Surface Waves) omogućava
određivanje brzine posmičnih valova podpovršinskih materijala.
U ovome istraživanju, za procjenu dinamičkih svojstava tla (vs, vs,30), korištena je
MASW metoda.
Seizmički valovi se u beskonačnom, homogenom i izotropnom mediju šire kao P i S
prostorni valovi. S približavanjem granici polu-beskonačnog prostora ti se valovi
transformiraju u površinske valove. Kada se za generiranje seizmičkih valova na površini
koriste vertikalni izvori poput čekića ili pada utega (drop-weight), nastaju površinski
Rayleighevi (R) valovi koji u najvećoj mjeri preuzimaju seizmičku energiju izvora (R valovi:
67%; S valovi: 26%; P valovi: 7%).
Složeni oblik Rayleighevih valova sastoji se od longitudinalnog i transverzalnog
gibanja s međusobnim pomakom u fazi. Materijalna čestica prelazi eliptičku putanju kojoj je
velika poluos vertikalna kada je val blizu površine. R valovi često se nazivaju i valjanje tla
(ground roll, slika 17.).
Slika 17. Širenje Rayleigh-ovog vala
27
Najvažnije svojstvo R valova je disperzija. Tako se valovi niže frekvencije, pa prema
tome veće valne duljine, šire dublje u medij nego valovi visoke frekvencije, odnosno male
valne duljine. Brzina širenja vala pri pojedinoj frekvenciji naziva se fazna brzina, a krivulja
koja prikazuje faznu brzinu u ovisnosti o frekvenciji naziva se krivulja fazne brzine ili
disperzijska krivulja. Prostorni P i S valovi nemaju disperzivno svojstvo.
Pojava više faznih brzina na određenoj frekvenciji naziva se višemodalna disperzija. U
ovom slučaju najsporiji mod naziva se osnovni (M0), a sljedeći s većom brzinom prvi viši
mod (M1) itd. Fazna brzina širenja Rayleigh-ovih valova (vr) prvenstveno ovisi o brzini
posmičnih valova (vs). Izraz koji pokazuje odnos između brzine posmičnih valova (vs) i brzine
Rayleigh-ovih valova (vr) je sljedeći:
rs Pvv =
gdje je P konstanta ovisna o Poisson-ovom koeficijentu (ν) (primjerice P = 1.09 za ν = 0.25).
MASW dispozitiv sastojao se od 24 vertikalna geofona frekvencije 4.5 Hz, postavljena
na međusobnom razmaku od 3 m i istovjetan je dispozitivu za snimanje plitke refrakcijske
seizmike. Pri interpretaciji MASW mjerenja koristi se fundamentalni ili osnovni mod.
Interpretacija mjerene krivulje disperzije na lokacijama dispozitiva MASW-1 do
MASW-4, Rugvica, provedena je računalnom aplikacijom SeisIMAGER 4.0.1.6., OYO
Corporation 2004-2009.
Na slici 18 prikazan je rezultat interpretacije MASW-2, odnosno brzina posmičnih valova
Vs po dubini tla.
Slika 18. Profil brzine posmičnih seizmičkih valova (Vs) izmjeren na MASW-2.
28
Iz interpretacije rezultata snimanja MASW na slici 19, vidljivo je da su brzine
posmičnih valova Vs u gornjem horizontu malih iznosa, promjenjive u manjim granicama, te
s blagim trendom porasta u dubljem intervalu krovine. Brzine posmičnih valova u pokrivaču
do dubine 7,0 m odgovaraju Vs = 100 – 110 m/s, dublji dio pokrivača pokazuje nešto veće
brzine s trendom rasta s dubinom Vs = 110 – 180 m/s.
Podinu grade šljunci s brzinama od Vs = 290 – 330 m/s, što odgovara zbijenom
aluvijalnom šljunku.
Slika 19. Profil brzine posmičnih seizmičkih valova po dubini izmjeren na MASW- 6.
29
8. PROJEKTNE VRIJEDNOSTI MAKSIMALNOG POTRESA (EUROCODE - 8)
Prema seizmološkoj karti Republike Hrvatske s povratnim razdobljem od 500 godina
metodom Medvedeva, na lokaciji zahvata može se očekivati potres od 8° prema MCS skali.
Slika 20. Očekivana vrijednost potresa na premetnoj lokaciji (plava točka)
Utjecaj svojstava temeljnog tla na seizmička djelovanja generalno se uzima u obzir
svrstavajući tlo u pet razreda A, B, C, D i E, a koji se razlikuju prema karakterističnim
stratigrafskim profilima i parametrima prikazanim u tablici 5.
Sukladno rezultatu MASW snimanja, odnosno izmjerenih brzina sekundarnih valova
Vs na prostoru Rugvica, određen je parametar Vs,30, definiran kao: (vidi sliku 19)
∑=
=
Ni i
is
V
hV
,1
30,
30
gdje hi i V i predstavljaju debljinu i brzinu posmičnih valova i-tog sloja od ukupnog broja N
definiranih litoloških slojeva do dubine 30 m. Brzina posmičnih valova uzima je mjerena pri
malim deformacijama.
Iz mjerenih vrijednosti na terenu, te upotrebom izraza za Vs,30, određeno je da tlo na
lokacijitrgovačkog centra "Ikea" odgovara "C" kategoriji tla prema seizmi čnosti,
Vs,30 =180 – 360 (m/s).
30
Tablica 5. Kategorizacija tla prema seizmičnosti (Eurocode 8, HRN EN 1998-1:2008 en)
Sedmom stupnju (8°) prema MCS skali odgovara ubrzanje tla od ag = 0,2 g, tablica 6.
Tablica 6. Proračunsko ubrzanje tla
31
9. GEOSTATIČKE ANALIZE
9.1. ANALIZA NOSIVOSTI
Nosivost tla sukladno Aneksu D, Eurokoda 7 (EC7, HRN EN 1997-1:2008 en) izvodi
se iz teorije plastičnosti i eksperimentalnih rezultata. Mehanička čvrstoća tla predstavljena je
u dreniranim uvjetima sa c' i φ'.
Proračun nosivosti plitkog temelja za drenirane uvjete provodi se prema izrazu:
γγγγγ isbNBisbNqisbNcARq qqqqccccu ''5,0''' ++==
A' = B' L' - korisna površina temelja, tj. dio ukupne površine osnovice temelja koji je
rezultantnom silom centrički opterećen
R - dopušteni otpor tla
γ - težina tla ispod razine temeljnog dna
γ' - računska zapreminska težina tla
q - najmanje efektivno opterećenje u razini temeljnog dna pokraj temelja
φ' - računski kut posmične čvrstoće tla
c' - računska kohezija tla
Nγ i Nc - faktori nosivosti
bc, bq, bγ - faktori nagiba temeljne plohe
sc, sq, sγ - faktor oblika temelja
ic, iq, iγ - faktori nagiba rezultante
Dopuštene su slijedeće grupe parcijalnih faktora: Projektni pristup 1, kombinacija 1 -
DA1,1, koeficijenti (A1+M1+R1); DA1,2 (A2+M2+R1); DA2 (A1+M1+R2); DA3 (A1 ili
A2+M2+R3).
Parcijalni faktori sigurnosti prema Eurokodu 7 dani su tablici 7.
32
Tablica 7. Parcijalni faktori sigurnosti prema Eurokodu 7 (EC7, HRN EN 1997-1:2008 en)
9.2. ANALIZA SLIJEGANJA
Proračun slijeganja za centrično opterećene temelje računa se s pretpostavkom da je
opterećenje savitljive temeljne stope ravnomjerno raspoređeno. U tom slučaju raspodjela
dodatnih napona u tlu je neravnomjerna pa se proračun slijeganja ne izvodi za cijelu
opterećenu površinu, već za njezine pojedine točke: kutne, središnje točke stranica i središnju
točku temelja.
Opterećena površina podijeli se na četiri manja pravokutnika, a ukupno slijeganje
ispod proizvoljno odabrane točke dobije se kao suma slijeganja pojedinih pravokutnika. U
programu je proračun proveden za stalno opterećenje i karakterističnu točku "K" (X = 0.37L i
Y = 0.37B), jer se smatra da je slijeganje krutog temelja identično slijeganju karakteristične
točke apsolutno savitljivog temelja (Grasshof,1951).
Raspodjela naprezanja u dubini poluprostora koji je na površini opterećen
koncentriranom silom određena je Boussinesqovim izrazom. Integracijom tog izraza po
pravokutno opterećenoj površini dobiven je izraz za distribuciju naprezanja po vertikali u bilo
kojoj točki ispod ili pokraj apsolutno savitljivog pravokutnog temelja. Na temelju dobivenih
podataka Steinbrenner je izradio dijagram za određivanje napona u dubini za bilo koji omjer
(L/B) temelja.
33
9.3. MODUL REAKCIJE TLA
Kao referentan pokazatelj deformacijskog ponašanja tla može se smatrati modul
reakcije tla ks. Modul reakcije tla je funkcija oblika i veličine kontaktne plohe, rasporeda i
intenziteta opterećenja te sastava i svojstva tla. Kod proračunskog modela kod kojeg je tlo
zamijenjeno sustavom opruga (Winklerov prostor), ks je koeficijent proporcionalnosti između
dodatnog kontaktnog naprezanja Q ( Q = P - q ) i pomaka w točke na povšini Winklerovog
prostora:
( )2mMNW
Qks =
Vrijednosti Q i w uzete su iz proračuna slijeganja karakteristične točke “K”.
34
10. ANALIZA NOSIVOSTI I SLIJEGANJA TEMELJNOG TLA
10.1. PLITKO TEMELJENJE (temeljna traka, D = 1,2 m)
A. Podaci o tlu:
- kut unutrašnjeg trenja φ = 20.0°
- unutrašnja kohezija c = 20.0 kN/m2
- obujamska težina tla iznad temelja γ = 18.8 kN/m3
- obujamska težina tla ispod temelja γ' = 8.8 kN/m3
- razina podzemne vode u proračunu RPV = 1.0 m
B. Podaci o temelju:
- oblik temelja - TEMELJNA TRAKA
- dubina temeljenja D = 1.20 m
- dubina širokog iskopa Di = 0.00 m
- visina temelja t = 1.00 m
- širina temelja B = 1.0 m
- dužina temelja L = 10.0 m
- obujamska težina betona γbeton = 24.0 kN/m3
- kut nagiba baze temelja α = 0°
C. Otpor tla
qu = Rk / A' = c' Nc bc sc ic + q' Nq bq sq iq + 0,5 γ' .B' Nγ bγ sγ iγ (kN/m2)
- težina tla iznad temelja Wtlo = 37.6 kN
- ukupna vlastita težina temelja W = 277.6 kN
- geološko naprezanje na temeljnoj dubini q = 20.6 kPa
35
D. Projektna djelovanja
Vertikalna sila
GLAVNO: Pk = 1200.0 kN Pd = Pk * γG = 1200.0 kN eB = 0.00 m
POKRETNO: Qk = 200.0 kN Qd = Qk * γQ = 260.0 kN eL = 0.00 m
Vlastita težina: Wd = W * γG = 277.6 kN
Ukupna vertikalna djelovanja: 1737.6 kN
Horizontalna sila
GLAVNO: Hk = 0.0 kN Hd = H * γG = 0.0 kN U SMJERU L 0 °
B' = 1.00 m
L' = 10.00 m
A' = 10.00 m2
Kontrola ekscentriciteta: edB ≤ B / 6 - u redu edL ≤ L / 6 - u redu
E1. Projektni pristup, kombinacija DA 1.2 (A2+M2+R1)
- koeficijent posmičnog otpora, γφ' 1.50
- stalna djelovanja, γG 1.00
- efektivna kohezija γc' 2.00
- pokretna djelovanja, γQ 1.30
- koeficijent otpora tla, γRv 1.00
- zapreminska težina, γγ 1.00
Računski parametri tla:
- efektivna kohezija c' = 10.0 kPa
- efektivni kut posmične čvrstoće φ' = 13.6 º
Faktori nosivosti: Nc = 10.16 Nq = 3.47 Nγ = 1.20
Faktori oblika: sc = 1.03 sq = 1.02 sγ = 0.97
Faktori nagiba baze temelja: bc = 1.00 bq = 1.00 bγ = 1.00
36
Inklinacija V sile zbog H: ic = 1.00 iq = 1.00 iγ = 1.00 m= 1.091
Dozvoljeno opterećenje tla: qu = 183.04 kPa
Dozvoljena nosivost proračunatog temelja: Rk = 1830.35 kN
Dozvoljeni otpor tla proračunatog temelja: Rd = Rk / γRv = 1830.35 kN
Faktor predimenzioniranja: Γ = 1.05
UVJET Vd < Rd JE ZADOVOLJEN JER VRIJEDI 1.74 < 1.83 MN
U nastavku je grafički prikaz izračuna:
37
10.2. PLITKO TEMELJENJE (temeljna stopa, D = 1,5 m)
A. Podaci o tlu:
- kut unutrašnjeg trenja φ = 20.0°
- unutrašnja kohezija c = 20.0 kN/m2
- obujamska težina tla iznad temelja γ = 18.8 kN/m3
- obujamska težina tla ispod temelja γ' = 8.8 kN/m3
- razina podzemne vode u proračunu RPV = 1.0 m
B. Podaci o temelju:
- oblik temelja - KVADRATNA TEMELJNA STOPA
- dubina temeljenja D = 1.50 m
- dubina širokog iskopa Di = 0.00 m
- visina temelja t = 1.00 m
- širina temelja B = 2.0 m
- dužina temelja L = 2.0 m
- obujamska težina betona γbeton = 24.0 kN/m3
- kut nagiba baze temelja α = 0°
C. Otpor tla
qu = Rk / A' = c' Nc bc sc ic + q' Nq bq sq iq + 0,5 γ' .B' Nγ bγ sγ iγ (kN/m2)
- težina tla iznad temelja Wtlo = 37.6 kN
- ukupna vlastita težina temelja W = 133.6 kN
- geološko naprezanje na temeljnoj dubini q = 23.2 kPa
38
D. Projektna djelovanja
Vertikalna sila
GLAVNO: Pk = 600.0 kN Pd = Pk * γG = 600.0 kN eB = 0.00 m
POKRETNO: Qk = 100.0 kN Qd = Qk * γQ = 130.0 kN eL = 0.00 m
Vlastita težina: Wd = W * γG = 133.6 kN
Ukupna vertikalna djelovanja: 863.6 kN
Horizontalna sila
GLAVNO: Hk = 0.0 kN Hd = H * γG = 0.0 kN U SMJERU L 0 °
B' = 2.00 m
L' = 2.00 m
A' = 4.00 m2
Kontrola ekscentriciteta: edB ≤ B / 6 - u redu edL ≤ L / 6 - u redu
E1. Projektni pristup, kombinacija DA 1.2 (A2+M2+R1)
- koeficijent posmičnog otpora, γφ' 1.50
- stalna djelovanja, γG 1.00
- efektivna kohezija γc' 2.00
- pokretna djelovanja, γQ 1.30
- koeficijent otpora tla, γRv 1.00
- zapreminska težina, γγ 1.00
Računski parametri tla:
- efektivna kohezija c' = 9.0 kPa
- efektivni kut posmične čvrstoće φ' = 13.6 º
Faktori nosivosti: Nc = 10.16 Nq = 3.47 Nγ = 1.20
Faktori oblika: sc = 1.33 sq = 1.24 sγ = 0.70
Faktori nagiba baze temelja: bc = 1.00 bq = 1.00 bγ = 1.00
Inklinacija V sile zbog H: ic = 1.00 iq = 1.00 iγ = 1.00 m= 1.500
39
Dozvoljeno opterećenje tla: qu = 228.51 kPa
Dozvoljena nosivost proračunatog temelja: Rk = 914.05 kN
Dozvoljeni otpor tla proračunatog temelja: Rd = Rk / γRv = 914.05 kN
Faktor predimenzioniranja: Γ = 1.06
UVJET Vd < Rd JE ZADOVOLJEN JER VRIJEDI 0.86 < 0.91 MN
U nastavku je grafički prikaz izračuna:
40
10.3. ANALIZA NOSIVOSTI BUŠENOG PILOTA (L= 17 m, D= 0,6 m)
Proračun nosivosti pilota sukaldno EC7 (GEO)
A. Podaci o pilotu:
- oblik pilota - BUŠENI PILOT
- dužina pilota u tlu L = 17.00 m
- promjer pilota D = 0.60 m
- površina presjeka pilota u razini vrha pilota Ab = 0.283 m2
- opseg pilota O = 1.885 m2
- zapreminska težina betona γ = 25.0 kN/m3
γ' = 15.0 kN/m3
- vlastita težina pilota Gvtp = 72.1 kN
B. Podaci o tlu u razini vrha pilota:
- kut unutrašnjeg trenja tla φ = 34.0 °
- kohezija tla c = 0.0 kN/m2
- zapreminska težina tla γ = 10.0 kN/m3
- koeficijent zemljanog pritiska u stanju mirovanja Ks = 0.44
- razina podzemne vode RPV = 2.0 m
C. Podaci o tlu:
Tablica 8. Podaci o tlu
41
D. Projektni pristup , kombinacija: DA 1 .2 (A2+M2+R4 )
- korelacijski koeficijent za određivanje karakter. vrijednosti, ξ3 = 1.25
- parcijalni faktor otpora pilota na bazi, γb = 1.60
- parcijalni faktor otpora pilota po plaštu, γs = 1.30
D.1. Računski otpor pilota (Rc;cal):
Rc;cal = Rb;cal + Rs;cal = qb · Ab + qs · As
qb - specifični otpor tla u razini vrha pilota qb = γ · r · Nγr + σvo' · Ks · Nqr + c · Ncr
σvo' - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini vrha pilota
σvo' = Σ(γi · hi) = 122.1 kN/m2
Ncr, Nγr, Nqr - faktori nosivosti, ovisni o veličini kuta unutrašnjeg trenja tla na vrhu pilota φ:
za φ = 34.0° Nqr = 141.3 qb = 7,702 kN/m2
Nγr = 33.8 Rb;cal = 2178 kN
Ncr = 783.0
qs - specifični otpor zbog trenja nosivih slojeva uz plašt: qs = a + σvo'(I) · Ks · tg δ
qs = α . Cu
za nedrenirane uvjete
gdje je:
σvo'(I) - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini sredine nosivog sloja koji prenosi
opterećenje trenjem
a - adhezija između pilota i okolnog tla odnosno kohezija odkolnog tla, ako je kohezija
manja od adhezije
E. Karakteristi čni otpor pilota (Rc;k) - za prosječne vrijednosti (ξ3):
Rc;k = Rb;cal / ξ3 + Rs;cal / ξ3 = Rb;k + Rs;k = 1742 + 299 = 2041 kN
Rc;k = Rb;k / γb + Rs;k / γs - Gvtp = 1089 + 230 - 72.1 = 1247 kN
42
10.4. ANALIZA NOSIVOSTI CFA PILOTA (L= 17 m, D= 0,75 m)
Proračun nosivosti pilota sukaldno EC7 (GEO)
A. Podaci o pilotu:
- oblik pilota - CFA PILOT
- dužina pilota u tlu L = 17.00 m
- promjer pilota D = 0.75 m
- površina presjeka pilota u razini vrha pilota Ab = 0.442 m2
- opseg pilota O = 2.356 m2
- zapreminska težina betona γ = 25.0 kN/m3
γ' = 15.0 kN/m3
- vlastita težina pilota Gvtp = 112.7 kN
B. Podaci o tlu u razini vrha pilota:
- kut unutrašnjeg trenja tla φ = 34.0 °
- kohezija tla c = 0.0 kN/m2
- zapreminska težina tla γ = 10.0 kN/m3
- koeficijent zemljanog pritiska u stanju mirovanja Ks = 0.44
- razina podzemne vode RPV = 2.0 m
C. Podaci o tlu:
Tablica 9. Podaci o tlu
43
D. Projektni pristup , kombinacija: DA 1 .2 (A2+M2+R4 )
- korelacijski koeficijent za određivanje karakter. vrijednosti, ξ3 = 1.25
- parcijalni faktor otpora pilota na bazi, γb = 1.45
- parcijalni faktor otpora pilota po plaštu, γs = 1.30
D.1. Računski otpor pilota (Rc;cal):
Rc;cal = Rb;cal + Rs;cal = qb · Ab + qs · As
qb - specifični otpor tla u razini vrha pilota qb = γ · r · Nγr + σvo' · Ks · Nqr + c · Ncr
σvo' - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini vrha pilota
σvo' = Σ(γi · hi) = 122.1 kN/m2
Ncr, Nγr, Nqr - faktori nosivosti, ovisni o veličini kuta unutrašnjeg trenja tla na vrhu pilota φ:
za φ = 34.0° Nqr = 141.3 qb = 7,727 kN/m2
Nγr = 33.8 Rb;cal = 3414 kN
Ncr = 783.0
qs - specifični otpor zbog trenja nosivih slojeva uz plašt: qs = a + σvo'(I) · Ks · tg δ
qs = α . Cu
za nedrenirane uvjete
gdje je:
σvo'(I) - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini sredine nosivog sloja koji prenosi
opterećenje trenjem
a - adhezija između pilota i okolnog tla odnosno kohezija odkolnog tla, ako je kohezija
manja od adhezije
E. Karakteristi čni otpor pilota (Rc;k) - za prosječne vrijednosti (ξ3):
Rc;k = Rb;cal / ξ3 + Rs;cal / ξ3 = Rb;k + Rs;k = 2731 + 374 = 3105 kN
Rc;k = Rb;k / γb + Rs;k / γs - Gvtp = 1883 + 287 - 112,7 = 2058 kN
44
11. ZAKLJU ČAK
Diplomski rad sadrži rezultate terenskih i laboratorijskih istraživanja tla na prostoru
planirane izgradnje trgovačkog centra "Ikea – Zagreb East", izvedenih 2009. god. kao i
dopunska istraživanja provedena 2011. godine. Osnovom prikupljenih podataka, provedenih
terenskih i laboratorijskih istraživanja iz obje istražne faze (preliminarne i dopunske), te
provedenih geostatičkih analiza, zaključuje se kako je temeljno tlo geomehanički uvjetno
pogodno za izgradnju trgovačkog centra.
Terenski istražni radovi iz 2009. godine uključuju:
- 22 (dvadeset i dvije) sondažne bušotine do dubine podinskog šljunka, maksimalne dubine
16 m (SPT je izveden kontinuirano pokraj svake bušotine). Oznaka bušotina B-1 do B-23.
- 1 (jedna) duboka sondažna bušotina do dubine 25 m Oznaka bušotina B-16.
- 14 (četrnaest) dinamičkih penetracijskih sondi (DPH) prema DIN 4094 standardu. Oznaka
DPH-1 do 14.
- 4 (četiri) statičke sonde (CPTU). Oznaka CPT-1 do CPT-4 (C-1 do C-4).
- 28 (dvadeset osam) sondažnih iskopa do dubine 4,0 m. Oznaka T-1 do T-28 (1 do 28).
- ugradnja 7 piezometarskih PVC cijevi. Oznaka P-1 do P-7.
Dopunski terenski istražni radovi iz 2011. godine uklju čuju:
- 4 (četiri) duboke sondažne bušotine do dubine 25 m. Oznaka bušotina B-24 do B-27 .
- 4 (četiri) plitke sondažne bušotine do dubine 6 m. Oznaka bušotina B-28 do B-31 .
GEOFIZIČKA ISTRAŽIVANJA:
- električna istraživanja – vertikalno električno sondiranje 2x VES (AB/2 = 250-300 m)
- 2D električna tomografija, 4 x TOMO
- seizmička istraživanja – višekanalna analiza površinskih valova (MASW), 4x 2D Vs profila
2x 1D Vs profila
- plitka seizmička refrakcija (RF), 4x 2D Vp profila
Položaj i oznake provedenih istražnih radova prikazane su na situacijskom planu u Prilogu 1.
45
Zbog lakšeg pregleda litološkog sastava tla na predmetnoj lokaciji, geološki profil
podijeljen je u pet (5) osnovnih geoloških slojeva. Detaljan opis utvrđenih geoloških slojeva
tla iskazan je u poglavlju 4 diplomskog rada.
DOPUNSKE DUBOKE ISTRAŽNE BUŠOTINE, listopad 2011:
Dopunske istražne bušotine izvedene su sa svrhom potvrde dubine i karakteristika
nekoherentne podine šljunka. Identificirane dubine šljunka (GP-GM) iznose: B-24 (16,0 m),
B-25 (15,0m), B-26 (15,2 m), B-27 (16,0 m). Ispitane dubine potvrđuju prethodne nalaze
istražnog bušenja i dinamičkih sondi.
Velika debljina materijala organskog sastava utvrđena je na prostoru bušotine B-25
( prodajni centar faza 2.), ukupno gotovo 8,5 m treseta i tla visokog organskog udjela.
Zbijenost podine odgovara vrlo zbijenom stanju, broj udaraca SPT probe za sloj
šljunka (GM) ispitane u bušotini odgovara N = 53 – 110 udaraca/stopi. Šljunak je zbijenog
stanja od početka intervala, vrijednosti SPT probe jedna metar unutar sloja iznose N = 53 – 64
udaraca/stopi.
PODZEMNA VODA:
Razina podzemne vode tijekom istražnog bušenja registrirana je na dubini od 1,0 do
3,5 m, mjereno od razine terena. Prva pojava podzemne vode odgovara saturiranim slojevima
tla na određenim dubinama. Većinu saturiranih slojeva predstavlja glina gornjeg intervala,
žuto-smeđe boje prošarana sivom, sa značajnim udjelom praha i pijeska. Dubina većeg
priljeva vode odgovara prašinasto, pjeskovitim materijalima. Iz provedenog terenskog
ispitivanja propusnosti tla u piezometrima P-1 do P-6, koji zahvaćaju površinske vode,
prosječni koeficijent propusnosti za piezometar sa 6,0 m filtarske dionice, odgovara
K = 1.4 × 10-5 do 7.2 × 10-7 m/s. Dobivene vrijednosti bitno su više od laboratorijski
izmjerenih koeficijenata vodopropusnosti na uzorcima, a iz razloga što nisu uzeti u obzir
proslojci pijeska, utvrđeni u tlu.
Godišnje opažanje razina podzemne vode (RPV) prikazano je u dijagramu 1. Smjer
toka podzemne vode u dubokom vodonosniku je u smjeru istoka, te prati površinski tok
rijeke Save.
46
GEOFIZIČKA ISTRAŽIVANJA, listopad 2011:
Primjena geofizičkih istraživanja u drugoj fazi istražnih radova pokazala se kao vrlo
vrijedan suplement provedenim geotehničkim istraživanjima. Izvršeno je električno
sondiranje (VES), električno profiliranje (TOMO), te seizmičko profiliranje (RF & MASW).
Materijali plićih intervala (gline, treseti, prašinaste gline, proslojci pijeska), imaju
brzine posmičnih valova od Vs = 100 – 160 m/s. Brzine se u sloju krovine izmjenjuju, te nije
karakteristično povećanje brzine s dubinom. Dublje u profilu brzina valova postepeno raste, a
značajnija promjena vidljiva je na 14 metru dubine kao nagli porast brzina preko 300 m/s,
gdje se radi o nekoherentnoj podini šljunka.
Profil brzine posmičnih valova vrlo je sličan rezultatu CPT-u sondiranja, a oboje
ukazuju na ujednačen profil mekanog tla krovine, za razliku od dinamičkih penetracije koja u
krovini pokazuje visoke, preoptimistične rezultate s trendom bitnog porasta broja udaraca s
dubinom, a što iz MASW i CPT-u ispitivanja nije očito.
GEOSTATIČKE ANALIZE:
Analiza nosivosti i slijeganja provedena je za plitko i duboko temeljenje. Zbog
heterogenog tla, organskih primjesa i slojeva treseta očekuju se velika slijeganja kod plitkih
temelja. Proračun slijeganja prikazan je u poglavlju 10 za temeljne trake , D = 1,2 m (qu = 180
kN/m2), isto kao i za temeljne stope, D = 1,5 m (qu = 220 kN/m2).
Plitko temeljenje prihvatljiv je oblik temeljenja samo "manjih" objekata, benzinske
stanice i objekata brze prehrane, pridržavajući se izračunatih dopuštenih nosivosti i računskih
slijeganja. U koliko se teren i na tom prostoru nivelira dodatnim nasipom nosivost u nasipu se
dodatno poboljšava.
Temeljenje objekta prodajnog centar neophodno je provesti na dubokim
temeljima. U tom smislu predlaže se temeljenje na pilotima. Kako je utvrđena podina vrlo
zbijenog šljunka ( Dr > 0,90 ) piloti će glavni otpor ostvariti po vrhu u sloju šljunak (GP-GM)
povoljnih geomehaničkih karakteristika. Proračun nosivosti pilota proveden je sukladno EC7.
Analizirani su bušeni i CFA piloti u poglavlju 10.3 i 10.4.
47
ZABIJENI PILOTI
Zabijanjem pilota u nekoherentnom tlu obično se povećava gustoća tla, a time i
njegova otpornost. Kako je vrh pilota projektiran u nekoherentnom tlu GP-GM, ova metoda je
vrlo primjenjiva na lokaciji. Dubina pilota uređenog u podinu usvojena je 17,0 m i odgovara
dostatnoj dubini na cijeloj lokaciji.
BUŠENI PILOTI / CFA
Kao i kod zabijenih pilota, glavni otpor i kod bušenih pilota ostvaruje se po bazi pilota
koja se ugrađuje u čvrstu podinu. Za utvrđene karakteristika krovinskog mekog tla s
organskim primjesama, te utvrđene močne slojeve treseta s visokim organskim udjelom,
metoda CFA pilota pogodna za implementaciju i preferira se u odnosu na klasične bušene
pilote.
Bušeni pilot promjera D = 60 cm, dubine 17 m. Rc;k = 1200 KN, poglavlje 10.3.
CFA pilot promjera D = 75 cm, dubine 17 m. Rc;k = 2000 KN, poglavlje 10.4.
Dozvoljen otpor pilota, određen po bilo kojem računskom obrascu, provjeriti probnim
opterećenjem pilota. Na taj način provest će se konačna optimizacija projekta temeljenja.
Odabir između ovih dviju metoda isključivo je tehno-ekonomske prirode, kao i stanja
na tržištu.
48
12. LITERATURA
[1] Nonveiller, E. (1979): Mehanika tla i temeljenje građevina, Školska knjiga, Zagreb
[2] Roje-Bonacci,T. (2003): Mehanika tla , Građevinski fakultet Sveučilišta u Splitu, Split
[3] SPP d.o.o., Geotehnički elaborat za potrebe temeljenja trgovačkog centra “ IKEA“,
Varaždin, studeni 2011.
[4] Zelenika, M; Tehnologija izrade bušotina, Sveučilište u Zagrebu Geotehnički fakultet,
Varaždin, prosinac 1995.
[5] Zlatović S.; Uvod u mehaniku tla, Udžbenik Tehničkog veleučilišta u Zagrebu,
Zagreb 2006.
[6] Szavits-Nossan A., Ivšić T., New Eurocode 7: geotechnical design, Građevinski fakultet
Sveučilišta u Zagrebu, Zagreb 2006.
[7] Nikoli ć Ž., Proračun zgrada na djelovanje potresa prema Eurocode 8,
Internetska stranica -scribd.com (kolovoz 2012)
http://sr.scribd.com/doc/52431313/kratak-pregled-eurokod-8-ok-za-pogledat
49
13. GRAFIČKI PRILOZI
Prilog 1. Položaj istražnih radova u odnosu na tlocrtnu situaciju građevine
