Mehanika Tla i Temeljenje 2.Dio (Temeljenje)

  • View
    362

  • Download
    99

Embed Size (px)

Text of Mehanika Tla i Temeljenje 2.Dio (Temeljenje)

  • XII Osigurallje iskopa, asallacija klizista i primjella QJikerismlja

    Vertikalni ankeri se cesto koriste kod obezbjedenja stupova dalekovoda (s1.38.13.-a), kao i kosi kod ankerisanja ankemih biokova kod promjene pravca cjevovoda (sL38.13.-b).

    Pored opisanih karakteristicnih primjera, ankerisanje na povrsini koristi se za razne druge svrhe, kao sto su: obalni stupovi visecih iIi drugih tipova mosta (s1.38.14.-a), osIonci lucnih objekata kao sto su hangari, mostovi i sl. (s1.38.14.-b), zicare iii kranovi gdje se velike koncentrisane horizontalne sile preuzimaju horizontalnim iIi kosim ankerima (s1.38.14.-c)

    SI.38.14. RazliCita primjena ankerisanja: obalni stup viseceg mosta (a), oslonci hale (b), horizontalno ankerisanje visece iieare iii krana (c).

    Stabilnost na isplivavanje - na djelovanje sile uzgona cesto se kod hidrotehnickih konstrukcija osigurava pomocu ankera (sU8.IS.). Ovo se jav\ja kod brodskih prevodnica (sI.38.15.-a), suhih dokova, umirujucih bazena, slapista (sI.38.15.-b), brzotoka itd. Prije su projektanti sile uzgona saviadavali tezinom objekta, dok se to danas najceSce rjesava prednapregnutim kabIovskim iIi stapnim ankerima.

    Na slapistu Brane "Haditha" u Iraku, koristeni su stapni rebrasti ankeri, koji su zainjektirani do prve faze betoniranja sklapista i povezani za glavnu armatw-u siapista (s1.38.15.-b).

    Brane, potporni zidovi, stupovi, tornjevi, oporci Ilicnih i visecih mostova, kule i drugi objekti, koji su iziozeni velikim horizontainim iii zatezllcim silama, morali su se do pojave ankera osianjati na vrio siroke temeIje. Danas se sa velikim uspjehom primjenjllju ankeri za obezbjedenje stabilnosti ovakvih konstrukcija, bilo da se radi u fazi izgradnje iIi u fazi nadogradnje, odnosno nadvisenja objekta.

    540 Temeljenje

    38. AllkerisQJlje u tLu

    SI.3815. Obezbjetlenje na isp/ivavanje (uzgonJ ankerima: brodska prevodnica (a) (Tucovic, 1987), slapiste hidroelektrane (b), (Laietic i dr., 1986), gdje je: ankerne sipke 21/136 mm (1), cijev I/1W' (2), injekciona smjesa (3), zavrsni iskop (4), faze betoniranja 1 i II.

    199.25

    SI.38.16. Nadogradnja gravitacione Brane Zardezas (Aliir), gdje je: ankeri (1), drenaie (2), kreenjak (3), konglomerat (4), oligocenski fIi3- (5), pjdear i glinac (6), Jurskl kreenjak (7), (Benseghir, Jasarevic 1987).

  • Xll Osigurallje iskopa, asallacija klizisla i pril1gena aflkerisallja

    Posljednjih decenija ukazala se potreba za nadvisenjem brana zbog povecanja volumena akumulacije, zasto se iskljucivo koriste duboki prednapregnuti ankeri (sI.38.16.). Pojacanje gravitacionih brrula pomoeu prednapregnutih ankera zapocelo je 1935. godine, od kada je postaio gotovo jedino sredstvo za ove namjene i dostiglo znacajne sile prednaprezanja, cak do 13 000 kN. Na slici 38.16 prikazan je praktican primjer izvodenja nadvisenja gravitacione brane, cija je stabilnost obezbjedena ankerima i drenafama (Benseghir, Jasarevie, 1987.).

    38.4. PRORACUN ANKERISANJA

    38.4.1. OPCENITO 0 PRORACUNU SILA U ANKERIMA

    Kod ankerisanja treba poznavati ne sarno elemente ankerisanja i njegovog statickog i dinamickog djelovanja, vee i fizicko-mehanicko ponasanje tla iii stijenskog mas iva i njihove geotehnicke osobine. Poracun se obicno provodi u dvije faze ito: 1. Odredivanje stepena i obima nestabilnosti zone, koju treba ojacati ankerisanjem

    i iznalafenje velicine i pravca sila, koje treba preuzeti ankerisanjern. 2. Odredivanje elernenata ankerisanja, kao sto su dimenzije ankera, njihov broj i

    raspored, kojima se obezbjeduje preuzimanje proracunate sile iz prve faze proracuna. Kod ovoga treba iskoristiti napone u oslonackoj glavi ankera, tijelu ankera i kotvenoj duzini, preko koje se sila prenosi na okolno tlo, odnosno masiv.

    Djelovanje vertikalnih i horizontalnih sila aproksimira se istiskivanjem zone tia u obliku kupe, koja se formira u zoni kotvene duzine. Tezina te kupe kod vertikalnih ankera daje najveeu mogueu siiu koja se moze prenijeti u okolnu sredinu. Pri ovome uzima se uslov da kotvena duzina i njen oblik budu prilagodeni potrebi da se ostvari najveca sila adhezije.

    Prema mnogim standardima (Svicarsko udruzenje, 1977; Ministarstvo za prornet in zveze Slovenija, 1996), dimenzioniranje ankera svodi se na odredivanje:

    V );> dokaza unutamje i vanjske nosive sigumosti ankera (S = _u ), koja

    VG predstavlja odnos izmedu nosivosti ankera (V u) i racunske upotrebne korisne sile (V G=Fc'(JG);

    );> dokaz upotrebne sposobnosti; 542 Temeijellje

    );> kotvene duzine ankera (l k );

    );> slobodne duzine ankera (I, ); );> sile prednapreza.nja (V); );> ostalih parametara ankera.

    38. Allkerisallje II tIu

    Dva prva pojma obrazlozena su u uvodnom dijelu temeljenja. Kotveni dio ankera mora biti sposoban da prenese silu zatezanja u tlo sve

    do faze rusenja. U slucaju da nisu izvedena probna ispitivanja ankera moze

    posluziti ocjena nosivosti (Vu) i duzine ankerisanja (l k ), data u tabeli 38.1.

    Nosivost i duiina ankerisanja U flu (a) i stijenskom mosivu (b) Tabela 38.1.

    . NOSIVOSt (Vu) DUZINA

    VRSTATLAI STIJENSKOG GUSTO KQTVLJENJA "MASIVA RAHLO(kN)

    -.

    {k(m) . . .... . " . (kN) .' ..... ..... (aJI'L{) '.- ."- do 600 do 1 000 4,0-7,0 ..... y ~zanapjescanaila

    N evezan~pj~sganatja do 400 do 600 4,0-7,0 ....... ... .. malo

    (b) STIJENSKlMAsIV ispucao ispucao

    (kN) .....

    .' (kN) 4,0-7,0

    Granit, gnajs, bazalt,tvrdi do 2 000 do 4 000

    I

    . 'krecnjaci itVrdidol omiti Mehki ki:ecnjaciidolomiti, fe do 1 200 do 2 000 4,0-7,0

    .1 i:" tvrdi pjescari

    Stupanj nepouzdanosti sIuzi za klasifikaciju ankera, tj. potrebni koeficijent sigumosti u ovisnosti od mogueih posljedica pri rusenju ankera (tabela 38.2.). Sigumost ankerisanog objekta protiv klizanja (F) za potpome zidove u tlu. u ovisnosti od trajanja upotrebe i stepena nesigumosti, dati su, prerna SIA 191, u

    tabeli 38.2. U medunarodnim standardima pojedinih zemalja dati su pojedini odnosi

    izmedu: sile u ankeru kod ispitivanja (VI') i racunske upotrebne (korisne) sHe (V G), racunske upotrebne sile i nosivosti ankera (Vu), sile prednaprezanja (V,Vo) i nosivosti ankera itd.

    Proracun ankerisanja analizirat ce se odvojeno za podzemne radove, gdje je ukupna duzina ankera veca od zone zahvaeene oslobadanjem napon~, te ankerisallje na povrsini terena, gdje su ankeri veei od rasteretne zone kOJa se

    osigurava. ----------------------------~~~e1-"e~lj~el~u~e-------------------------543

  • Xli Osigurallje iskopa, asallacija kliziSta i primjella allkeri.sallja

    Sigurnost (S) i sigurnost protiv klizanja (F) U ovisl1osti od trajanja upotrebe i stepena nepouzdanosti

    Pri vremeniankeri . Klasa s F ankera

    1,3 1,2 4 1,6 1,4

    2 1,5 1,3 5 1,8 1,4

    3 1,8 1,4 6 2,0 1,5

    38.4.2. PRORACUN ANKERISANJA U PODZEMNIM RADOVIMA

    Postoji vise metoda za proracun elemenata ankerisanja, a one ovise 0 nacinu formiranja oslobodene zone u kaloti i izazvanih nestabilnosti u bokovima podzemne prostorije. Parametri ankerisanja u vecini slucajeva rezultat su istrazivanja u vecem broju tunela i drugih podzemnih radova u raznim inzenjersko-geoloskim i geotehnickim uslovima.

    Ankerisanje u podzemnim radovima proracunava se u osnovi na nacin da se:(i) dopustaju procesi osiobaaanja napona i (ii) sprijece nastqjanja i razvijanja ovoga procesa. U prvom slucaju proracun se provodi na bazi iznaJa.zenja sistema rasterec~nja koje se obrazuje iznad bokova i u bokovima podzemnog objekta, dok s: drugl. provodi na bazi analize naponskog stanja sa ukljucivanjem i aktivnog dJelovanJa ankera.

    38.4.2.1. Proracun ankera u kaloti

    U literaturi se proracul1 provodi za uslojene i homogene sredine i to za prosto ~jesan~e: slozen~. g~edu, iii za svod (Markovic 1977), kao i za podzemne prostoflJe vehkih, srednJlh 1 malih profila (Plamenac,1987). 544 Temeljenje

    38. AlIkerisanje u tlu

    (a) Duzina ankera u kaloti podzemne prostorije moze se odrediti iz izraza:

    L2. hs+lk' (38.3.) gdje je:

    hs- dubina rastresene zone, iii zone odrona, koja se utvrduju terenskim istrazivanjem. Za prethodna projektovanja moze se odrediti prema fonnuli (Plamenac, 1987):

    (38.4.) gdjeje:

    bo - sirina podzemne prostorije, k - koeficijent ovisan 0 stepenu ispucalosti stijenskog masiva

    Protodakonovu koeficijentu cvrstoce (f), koji je jednak 1110 jednoaksijalne cvrstoce na pritisak a p u N/mm2 (tabela 38.3.).

    Koeficijent k u ovisnosti 0 stepenu ostecenosti stijenskog masiva Tabela38.3. -

    . KOEFICDENT . 1>.i.Koeficiientkpri stepenuisfjuca\osti.masiva .. > '.' . GVRSTOCEf staboispucao isP\\cqo jakoismlcao . ".

    0,2 0,3 0,4 ~1 ~2 03

    ........ .lQ.ivise ". 0,05 0,1 0,15

    Kod jako ispucalih i erodiranih stijenskih masiva sa moguCim odvalama koeficijente k iz tabele povecati za 50%.

    lk - dliZina kotvljenja ankera u neporemecenoj zoni iii izvan zone odrona. Za celicne ankere Ik=O,25hs(m), a za zeljezno-betonske adhezione i perfoankere:

    N lk = -- 2. O,Sm, (38.5.)

    dnra gdje je: d - promjer ankera;

    d 2n N=4 d (J z -nosivost sipke ankera;

    d (J z -dopustena zatezna cvrst06a materijala ankera (N/cm2);

    r a -adhezija izmedu tijela ankera i cementno-pjescane smjese (N/cm2) (tabela 38.4.).

    Promjer ankera obicno se pretpostavlja u granicama izmedu 18-25 mm. Ukoliko poznajemo koju silu anker treba da prenese, kod uslojenog masiva

    moze se povrsina poprecnog presjeka ankera izracunati iz izraza:

    TemeiJenje 545

  • XII O.l'igurallje iskopa, a-

  • Xll Osigurallje iskopa, asallacija kliziJta i primjellG GllkerisGnja

    eelicne ekspanzione ankere, au ostalim slueajevima N = 60 - 80 kN. Za celiene i perfoankere nosivost (N) se raeuna prema formlili 38.5. Najmanja vrijednost razmaka uzima se da iznosi 1,0 m.

    c) Promjer sipke ankera odreduje se za adhezione i perfoankere iz uslova jednakosti evrstoce sipke i tezine tla iii stijenskog masiva u rastresenoj zoni, koja dolazi najedan anker (jedn.38.6.):

    d 2 n (1,25 -1,30 )y . h . a 2 4

    d -2 /(1,25-1,30)y.h( ) - a1i em . V 7i d a Z (38.13.)

    d) Promjer bUSotine (db) kod adhezionih i perfoankera uzima se da iznosi:

    T db = d -E..(em)

    Tb (38.14.)

    gdje je:

    T a iT b - velieina adhezije izmedll cementne smjese iii hemijske ispune sa

    sipkom ankera i stijenkama busotine. U proraeunima se obieno uzima da ovaj odnos iznosi priblizno dva.

    U literaturi postoje obrazlozenja proracuna 1I kaloti u vidu slozene grede, prosto polozene, iii uklijestene grede, iii 1I vidu obrazovanja svoda u uslojenoj i homogenoj sredini (Markovic, 1977). Za podzemne prostorije srednjih i malih profila raznih tipova, sastava tla iii mas iva u kaloti, mnogi autori dali su proraeun podgrade, ovisno u slojevitosti, stepenu ispucalosti, debijini nestabilne krovine itd. (Plamenac, 1987.).

    Definisimje raspodjele opterecenja oko horizontalnog potkopa vrsi se prakticnim postupcima odredivanja pritiska na podgradll (npr. Kommerellova, Protodakonova iii Terzaghijeva teorija pritiska, poglavlje 21). ave metode baziraju se na konceptu da se izmedu otvora potkopa i zone uvecanih napona javlja zona rasterecerlja, koje izaziva pritiske na podgradu, odnosno u ovome slueaju na ankere.

    38.4.2.2. Tunelska obloga od ankera i prskanog belona

    Danas se u tunelogradnji i kod drugih podzemnih objekata koristi savremena zastitna obloga od ankera, mreze i prskanog betona, a po potrebi i sa 548 Temeljellje

    38. Allkerisallje u tlu

    metalnim remenatama. U tunelogradnji ova kombinacija poznata je pod imenom: Nova austrijska metoda izrade tunelskih obloga.

    Poznato je da prilikom izbijanja podzemnih prostorija dolazi do preraspodjeJe prirodnih napona oko konture iskopa (s1.38.17.). Dosadasnji opisani postupci proraeuna ankerisanja dopustali su oslobadanje napona u jednoj zoni oko podzemnog otvora.

    Medutim, kod savremenih metoda iskopa u podzemnim prostorijama osiguranje se vrsi neposredno iza iskopa, te se proraeun provodi prema teorijama elastienih iIi plastienih podzemenih pritisaka, kada se spreeava oslobadanje napona oko podzemnog otvora.

    't

    'Z \--elasticna ravan \

    "- ----T 't-tang"ncijalni

    nor main; napon

    -br-racijalni normalni napon

    plasticna ravan

    y

    SI.38.17. Sematski prikaz raspodjele napona oko kruinog otvora pri hidrostatskom pritisku u homogenoj i izotropnoj sredini.

    gdjeje:

    Graniena sila ankerisanja odreduje se iz izraza:

    fa-dcrz -

    Pan = fa' d a Z'

    povrsina popreenog presjeka ankera; dopusteni napon na zatezanje ankera.

    (38.15.)

    Za razmak ankera u pravokutnoj mrezi ext granicni napon pritiskaje:

    Pan Pan =--t'

    e (38.16.)

    Ovim naponom sistem ankera djeluje na prostor oko podzemnog objekta. Ovom pritiskll (pan) koji stvaraju ankeri obieno se dodaju naponi u

    nosivom prstenu stijenskog masiva (Pw) i u oblozi od prskanog betona (Pb), koje djeluju u radijalnom smjeru normalnog napona (crr)

    -------------------------------Te-m-e~lj-el~ije---------------------------549

  • XIIOsiguranje iskopa, asanacija klizi.'ifa i primjella allkerisallja

    Kombinovana nosivost cjelokupne obloge na smicanje bit ce: LP=Pan+Pw+Pb' (38.17.)

    Modelskim ispitivanjima uspostavljeno je da cjelokupna tunelska obloga moze da dozivi jedino slom smicanjem. Prema Rabcewiczu (Rabcevic, J 965), ovaj slom nast~e duz Mohrovih ravni smicanja pod malim ugiom (20-30) prema osi ob1oge.

    Ovaj zbir triju granicnih napona dijeli se sa racunskom, izmjerenom, ili prognoznom vrijednoscu radijalnog napona (crr ), koji se javlja u zoni gdje je smanjen tangencijaini napon (crt), paje tIo dovedeno u stanje sloma.

    Na ovaj nacin dobije se koeficijent sigurnosti:

    K =LP s (38.18.)

    aT Pri ovome karakteristicne veliCine pw, Pb i crT odreduju se na osnovu teorije

    mehanike stijena iii se koriste eksperimentalne terenske metode. Za ove karakteristicne velicine navode se konacni izrazi za tangencijalni i

    smicuci napon:

    at a r (1 + sin qJ )+ 2c cos qJ

    I-sin qJ 2

    C cos qJ + a sm qJ cos qJ T= r

    1- sin qJ

    90-qJ a= .

    2

    (38.19.)

    Ovi izrazi dobiju se iz Mohrove kruZnice napona pri radijalnom (crr) i tangencijalnom (crt) naponu.

    Nosivost ojacanog prstena tia (iIi stijenskog masiva) (pw) oko podzemnog otvora dobije se iz uslova ravnoteze ak-tivnih i reaktivnih sila (Markovic, 1977.), tj:

    b w P -" =--Tcos8 , (38.20.)

    w 2 sin qJ a ovaj izraz poslije sredivanja dobija slijedeci oblik:

    wT cos 1f112 P W = r cos a sin a

    gdje je: bl2=rcosex - duzina na kojoj djeluje pw;

    550 Temeijellje

    (38.21.)

    38. AlIkeri.mnje u flu

    w prosjecna duzina pO kojoj linija smicanja sijece ojacani prsten tla

    sin a iIi stijenskog masiva;

    w - debljina noseceg prstena; 1: - smicuci napon na granici Mohrova kruga; O=W/2 - ugao pod kojim linija smicanja sijece ojacani prsten (na intradosu

    0=0, ana ekstradosu 0=\jJ, pa se uzima WI2); dobije se mjerenjem kada se linija smicanja kroz ojacani prsten povuce pod ugiom ex prema tangenti na intrados osu .ojacanog luka i njegov ekstrados, kao ugao koji linija srnicanJa zaklapa sa horizontalom na ekstradosu. (s1.38.17).

    Na slican naCin dobije se nosivost obloge od prskanog betona debljine d:

    250dTb Ph = ,

    rcosa (38.22.)

    gdje je: 1:b - smicuci napon prskanog betona. ., . . .. Ovaj nacin proracuna zastitne obloge podzemmh ~bJ~kata ~flmJenJuJe ~e

    danas kod savremenog i mehanizovanog izvodenja mnoglh lskopmh podzemmh radova.

    38.4.3. PRORACUN ANKERISANJA NA POVRSINI TERENA

    Primjena ankera na povrsini terena je raznolika i. moguca u n:no?im gradevinskim i rudarskim povrsinskim zahvatima. U poglavIJu 33. obrazlozem su ;nkerisani zagatni zidovi, dok ce se ovdje dati princip proracuna ankerisanja za stabilizacij u kosina.

    38.4.3.1.Proracun siZe prednaprezanja ankera kod stabilizacije kosina

    Ako d' eluje sila u zatezucem ankeru na nekoj duzi~i i\la, .. na pretpostaVljen~liznoj ravni AD: (~1.3~.18.-a!, ~oz~ se izracunatl koeficl!ent (faktor) SigUlllosti K s, iz sume aktlVlllh 1 reaktlvmh slla, za posmatranu khznu

    ravan, tj.: K, (L~T - ZJ= LDNtgqJ + L~l' C + Zn . tgqJ,

    K, (L I1T - Z a sin lfI) = L I1NtgqJ + L I1l . C + Z a cos IfItgqJ , (38.23.)

    --------------------~~~------------------~l TemeUenje

  • XII Osigural/je iskopa, asallacija kliziSta i primjella allkerisallja

    gdje je: Zt=Zasim!" Zn=z",cos\jf, \jf - ugao odreden iz pravca normale na odsjecak ~l, na koji

    djelovanje sile Zo.

    A B

    se prenosi

    c

    H

    I

    Sl.38.l8. Sematski prikaz ankerisar!fa kosine: opCi p%za) ankera u odnosu za zakrivljenu kliznu ravan (a), sila prednaprezanja u ankeru u smjeru radijusa od4ecka (b), ravna klizna ravan kod stijcnskih masiva (c).

    Za zadani iii usvojeni koeficijent sigumosti (Kg) moze se odrediti potrebna sila prednaprezanja iz izraza 38.23:

    z = KsLT- LLll.c- LNtgq; a K s sin lfI + cos l{ftg q; .

    (38.24.)

    Najrnanja sila u ankeru (min Za) dobije se Ks sin lfI + coslfItgq; maksimalan, odnosno kadaje:

    kada je izraz:

    Ks coslfI- sin lfIlgq; ::::: 0

    K tglfl =_s ;

    tgq; lfI = arctg( Ks ).

    tgq;

    (38.25.)

    5~--------------------~---------------------TemelJcllje

    38. Allkerisallje u tlu

    Kako je uticaj komponente Zt Oed. 38.23.) veoma znacajan, poloiaj odsjecka ~I treba birati tako da se ostvari 5to veca komponenta Zt. Kod ovog treba biti ostvarljivo povoljno kotvljenje i obezbjedenje ukupne sile u ankeru (Za).

    Kada je sila prednaprezanja u ankeru usmjerena u pravcu radijusa odsjecka cilindricne klizne povrsine, onda se tangencijalne komponente (ZI) uglavnom ponistavaju, te se djelovanje sila u ankeru moze predstaviti zbirom sarno normalnih (Zo) komponenti (sI.38.18.-b).

    U stijenskim masivima klizanje se odvija po izraZenim diskontinuitetima, koje su obicno rayne klizne povrsine (sl.38.18-c).

    Koeficijent sigurnosti kojim se obezbjeduje potrebna sila prednaprezanja (Zo) dobije se iz izraza:

    gdjeje:

    N=Gcos13; T=Gsin13; L=Hlsin13;

    (38.26.)

    aHy H H2y G = -2- = H(ctgj3 -ctga)2Y = -2-(ctgj3 -ctga); (38.27.)

    y - jedinicna tezina stijenskog masiva; ex, Hi L-parametri kosine (s1.38.18.-c).

    Zamjenom ovih veliCina dobije se koeficijent sigurnosti:

    G cos j3tgcp + c --!!- + Z a cos lfJfgcp sm j3

    K., G sin J3 - Z a sin If!

    Uobicajeno je da se uzima c=O, te je :

    Ks =

    odnosno sila u zatezi (ankeru):

    G cos J3tgcp + Z a cos lfJfgcp G sin J3 - Z a sin lfI

    K, G sin j3 - G cos f3 tgcp

    cos lfJfg cp + K s sin lf~._._J

    TemeljeJlje

    (38.28.)

    (38.29.)

    (38.30.)

    553

  • XlI o.vigurallje iskopa, aSaflacija kliziJta i primjel1a allkerisallja

    Uvrstavanjem pojedinih velicina, dobije se konacan izraz za silu u ankeru u obliku:

    Z = .!YH2 (ctgf3 -ctgaXK, sin f3 -cos f3 tg

  • XII Osigurallje iskopa, asaJladja kiizista i primjena ankerisallja

    (38.39.)

    Na horizontalne ravni u dubini t djeluje vertikalni normalni napon Ciji je intenzitet:

    0'; = J Yzdz+cctgcp. (3S.40.) o

    Pomocu Mohrove krufuice (s1.38.19.) moze se dobiti smicuci CT/) i

    normalni ( 0' n) napon u ravni kroz os zatege, koja je pod uglom a (Lendi,1969; Nonveiller,19S1):

    / T n = 0': . tgcp , x 0'; .. B I-sincpsin(cp2a)

    0' n = -- , gdJe Je: = 2 ' B COS cp

    (38.41.)

    @ t ~.~ os ZATE~ f!nO j B>1, dokje za a

  • Xil Osigurallje iskopa, asanacija kiiziJta i primjena allkerisfJllja

    Tangencijalni naponi (17: n) javlja se sa obje strane simetricno, ali

    suprotnog znaka, te se proracun provodi sarno za normalni napon (an)' koji se javlja po obodu cilindra kotvenog dijela ankera, u vidu sile otpora (s1.38.21.-a).

    Diferencijal napona pod uglom de na obodu injektiranog cilindra (sI.38.21.-a), bit ee:

    dO' e = R . de . a e (38.45.) gdjeje:

    2 e . 2 e a e = a h cos + an sm . (38.46.)

    S1.38.21. Raspodjela napona po obodu injektirane zone kotvenog dijela ankera (a) i Mohrov krug napona sa uticajem trenja i kohezije na vrijednost sile u ankeru (b).

    Ako se uvrste jednadzbe 38.44. i 38.46. u 38.45. i uzme a h = koa z' dobit ee se:

    da e = Ra zde[ko cos2 e + (cos2 a + ko sin2 a )sin2 e]. (38.47.)

    Vrijednost diferencijalnog trenja (dt) dobit ee se ako ovaj normalni napon pod uglom e pomnozimo sa koeficijentom trenja ( J1 ), tj.:

    dt = da e . J1, iIi (38.48.) dt = {Ra zde[ko cos 2 e + (cos 2 a + ko sin 2 a )sin 2 e nJ1, iii (38.49.)

    ~ t = 4 f dae f.1 = RnazJ.l[ko (1 + sin 2 a)+ cos 2 a] (38.50.)

    o \....---_.1 y---~

    If!

    558 Temeljellje

    38. Allkerisal1je II tlu

    t = Rna z f.1 lfI . (38.51.) Ukupna sila trenja (T J1 ) u presjeku okomito na os ankera i to u polovici

    kotvene duzine, sa visinom nadsloja (H), bit ee:

    gdje je:

    Tp. = a z Rn Z k J11f! , (38.52.)

    If! = ko (1 + sin 2 a )+ cos 2 a, za a=O 'I'=ko+ 1 - horizontalan polotaj ankera,

    /.t=tgq>, az=yH, ko - koeficijent pritiska mirovanja i za a=O-+ ko=l-sinq>. Ovoj sili trenja (T p. ) potrebno je dodati i uticaj kohezije (c), koja se moze

    dobiti iz kompatibilnosti uticaja trenja (7:1

    ) i kohezije (7: c), Zonu kompatibilnosti

    izmedu ova dva uticaja mozemo dobiti iz Mohrova kruga napona (s1.38.21.-b) prema kojemje udio kohezije pri slomu tla:

    Tc=Olk7:c ' }

    Tc=2Rnhc.cos2

  • Xl! Osiguranje iskopa, asanacija kliziJta i primjella ankerisanja

    kod viseCih mostova, lancanica, visokih ankerisanih stupova, resetkastih dalekovnih rasclanjenih stupova itd. Specificnost ovih temelja je u djelovanju vertikalne iii kose zatezuce sile, a l1ekada i u kombinaciji sa momentom ukljestenja. Kod izvjesnih objekata horizontalne sile su obicno malene pa se mogu zanemariti.

    Kod ankernih temelja, kao i kod ankera, angazira se jedna zapremina tla iii stijenskog mas iva, koja treba da se odupre primijenjenoj zatezucoj sili. Ispitivanjima je ustanovljeno da mobilizirana masa ima pribli.zan oblik kupe (kod ankera) iIi zarubljene kupe (kod temelja), koja kod stijenskog masiva ovisi svakako i 0 nj.egovoj uslojenosti i ispucalosti (sI.38.22.). Prema nekim autorima, silom cupan]a u tlu dobiju se zakrivljene izvodnice, koje se aproksimiraju logaritamskom splralom.

    S1.38.22. Oblici mobiliziranog tla, prilikom djelovanja sUe cupanja: u tlu sa nivoom padzemne vade, u obliku kupe (a), zarubljene kupe kod okruglog temelja (b), u ispucalom stijenskom masivu sa horizontalnim (c), kosim (d) i vertikalnim (e) slojevima.

    'v Oblik i konstrukcija ankemog temeIja ovisi 0 vrsti konstrukcije koja se ankense, pravca i veliCine djelovanja zatezuce sile, iii zatezu6e sile i momenta ukljestenja, kao i od vrste tia (iii stijenskog masiva).

    Dan~~ ~e, m~dutirn, smatra konzervativnim projektovanjem ako se za otporn?st ~lh. cupanJa uzima sarno tezina mobilisanog tla, odnosno masiva. Efektlll]e Je :. ~k0I1011~icnije da se u sistemu temeljne konstrukcije koriste prednapregnutl IiI adhezlOni ankeri, koji su obradeni u prethodnom izlaganju.

    560 Temeljellje

    38. Allkerisallje u tlu

    Za proracun ankemih temelja iii opcenito zateznih ankera u tIu postoji vise klasicnih i savremenih metoda. Opcenito je tesko definisati oblik i dimenzije konusno angaiiranog tla iii masiva, kao i njihove cvrstoce po obodu konusa. Radi ovoga se obavezno provode ispitivanja "in situ", sa silom cupanja kojom se mogu definisati parametri potrebni za dimenzioniranje temelja.

    U osnovi se proracun ankemih temelja moze vrsiti prema pomjeranjima iii prema kriticnoj sili cupanja. Kod sile cupanja mogu nastupiti dva potpuno razliCita slucaja: a) Kada je odnbs dubine ukopavanjem (D) i sirina temelja (B) relativno malen,

    zona sloma obrazuje se u tlu, pocev od ankeme ploce i zavrsava na povrsiili terena. Ovaj tip, tzv. plitkog ankerisanja bit ce razmatran u narednoj tacki.

    b) U slucaju da je pomenuti odnos (DIB) velik, zona sloma obrazuje se oko ankemog temelja i ne dospijeva na povrsinu terena. Ovaj tip tzv. dubokih ankernih temelja, razmatran je dijelom u prethodnim poglavljima, kao duboki injektirani anker.

    38.5.2. PRORACUN POMOCU METODE SILE CUPANJA U TLU

    Od klasicnih metoda najvise se koriste: (i) metoda opterecenja tlom, (ii) metoda pritiska tla i (iii) metoda pritiska prosjecnog tla na smicanje (Dolarevic, 1987). 1) Metoda opterecenja dom zasnovana je na tezini mobilizirane mase tla iii

    masiva, za koju se pretpostavlja da se pokrece zajedno sa temeljom, pod djelovanjem sile cupanja (Z). Oblik i veliCina za proracun pokrenute mase tla odredeni su oblikom temeljne ploce i uglom (13), koji izvodnica ovoga tijela zaklapa sa vertikalom (s1.38.23.-a). Velicina ugla (13) daje se u ovisnosti karakteristika tla na smicanje, zbijenosti, konzistencije tla i s1., iii od geolosko-struktumih osobina stijenskog mas iva.

    Za okruglu temeljnu plocu promjera d, koja je ukopana na dubini D, moze se sila cupanja (Z) izraziti u obliku (Dolarevi6,1987):

    gdjeje:

    Z -D 3ny (3 6tgf3 4 2f3) --- -+--+ tg 12 A? A '

    r -jedinicna tdina tla iIi rnasiva; A=D.

    a'

    (38.56.)

    13 - ugao izmedu izvodnice konusa vertikale, koji je ovisan 0 vrsti karakteristikama tla iIi masiva.

    Temeljenje 561

  • XII Osigurallje iskopa, asallacija kliziSla i primjena allkerisanja

    2) Metoda pritiska tla predvida vertikalne povrsine sloma, te se mobilizirana masa izvlaCi zajedno sa silom cupanja, u obliku uspravne prizme iii valjka, sa popreenim presjekom jednakim temeljnoj ploei (sI.38.23.-b). Otporu eupanja suprotstavlja se tezina ovoga tijela (W) i sile trenja (T), koje djeluju na omotaeu.

    Sila trenja zavisi 0 boenom pritisku, a moze se dobiti kao: ~ sila pritiska kojaje jednaka pritisku mirovanja, iii ~ sila pasivnog otpora tla (Pp) prema Rankineovoj teoriji stanja plasticne

    ravnoteze.

    D

    1

    SI.38.23. .

  • XIf Osigurallje iskopa, asanacija kliziJla i primjena arzkerisanja

    Mnogi autori ispitivanjima su dobili sliene rezultate za silu eupanja, a obrazlozit ce se u skracenom obliku teoretska metoda Dz. Saraea (1970), kojom se dobiva dobra saglasnost sa terenskim postavkama i rezultatima mjerenja (Sarae , Veric i dr.,1976.).

    Eksperimentalnim ispitivanjem ustanovljeno je da graniena linija sloma ima oblik konveksne krive linije, eija je tangenta na kontaktu sa temeljnom plocom priblizno vertikalna, a povrsinu terena kriva sloma presjeca pod uglom 45-

  • POOLA VUE XIII

    SPECIFICNE METODE TEMELJENJA

    Urbicid u Mostaru

    " ... Trebalo bi se odkameniti i poCi bez osvrtanja kroz kamenu kapiju

    ovog kamenog grada ... "

    Mehmcdalija - Mak Dizdar, Kamcni spavac, 1966.

    567

  • Ovim, trinaestim poglavljem obuhva6ene su neke metode temeljenja, koje su sa aspekta klasicnog temeljenja specificne. Saieto bit ce prezentirani:(i) dinamicki i seizmicki optereceni temelji, (ii) savremene metode izrade podzemnih konstrukcija, (iii) podzemni cjevovodi i (iv) neki vidovi podupiranja i pojacanja temelja koji su veoma cesta u praksi.

    569

  • 39. Dinamicki optereeeni lemelji

    39. DINAMICKI OPTERECENI TEMELJI

    Dosadasnja izucavanja tla odnosila su se na staticka opterecenja koja su se preko temelja objekta prenosila i rasprostirala u poluprostor. Na tlo se preko temelja prenose i sile izazvane vibriranjem i dinamickim opterecenjem, bilo u obliku periodicnih sila, bilo u obliku djelovanja udara, kao i seizmicke sile izazvane potresima.

    39.1. EFEKTI VIBRACUA NA TLO

    Izucavanje otpomosti tla na vibrirajuce opterecenje znacajno je kod projektovanja temelja masina, puteva, aerodroma i zeljeznica.

    Objekti temeljeni na nevezanom tlu mogu se prekomjemo sleci ako je tlo izloieno vibracijama nastalim obrtanjem dijelova maSina. Ova slijegartia posebno su velika kod ravnomjerno granuliranih pijesaka i oni su znatno osjetljivi na deformacije usijed vibriranja nego tla od gline. Najveca slijeganja nastaju u granicama od 300-2000 ciklusa u minuti, a u tome podrucju nalaze se sopstvene frekvencije kompresora, dizelskih masina i s1., sto ima za posljedicu znatno slijeganje tla.

    Problemi vibrirajucih temelja mogu se podijeliti u dvije grupe: (i) vibracije koje dolaze od vanjskih izvora, kao sto su seizmicke aktivnosti, zeljeznicki tuneli, aerodromi, te razne izvodacke aktivnosti (busenja, vibriranja i sl.) i (ii) vibracije od bilo kojih temelja za oslonac raznih rotirajucih iii udarnih masina, pritisci fluktuirajuceg vjetra, iii sile vaJova. Za prvu kategoriju postoji specificna literatura, dok su za drugu potrebna odgovar~iuca istraiivanja sufticiranom tehnikom, posebno onom koja je bazirana na metodi konacnih elemenata.

    test je slucaj projektovanja krutih temelja za masine kao sto su kompresori, ventilatori iii turbine. Sistem masina - temelj - tlo na slici 39.1. ilustruje slucaj spoja translatornog kretanja u pravcu x ose i rotacije oko z ose, kroz kombinaciju tezine masine i temelja. Projek1:ovanje u osnovi se svodi na to da frekvencije sistema budu daleko od frekvencije koju ce masina imati pri radu. Razlog za ovo je iZbjegavanje koincidencija frekvencija rada masine i prirodne frekvencije tla i temelja kako ne bi nastupila rezonancija, koja je stetna za cio sistem. Medutim, ovo uvijek nije mogu6e pa se mijenja tip masine sa vecim rasponom frekvencije, iii se mijenja velicina temelja. Predvidanja ovih amplituda je oteiano posebno u kombinaciji sa vibracijama kada je potrebno uzeti dopusteni

    Temeijellje 571

  • XIII Speci/icne metode lemeljenja

    stepen prigusenja tla. Obicno se uzima da je tlo idealizirano kao elasticni poluprostor, za sto je vise autora dalo rjesenje, koje je zasnovano na teoriji Rieharta i dr. (1970).

    I

    kombinovani centar teiine masina i temelja

    ~7.bn7Yn~~n0~7.n~~~~Px

    =

    tI I b

    1

    Xg

    +x +Q.x

    S1.39.1. Oblik ponasanja sistema masina - temelj - tlo (Tomlinson i Boorman. 1995).

    Prema ovoj metodi sHe prouzrokovane tlom, a pod dinamickim pomjeranjem, bile bi saci~ene od dva tipa: (i) sile elasticnosti vezane za trenutne vrijednosti translaeije (x) i rotaeije (\fI) i (ii) sile prigusenja vezane za trenutne vrijednosti brzine translaeije (x) i rotacije (\fI). Koristenjem drugog Newtonovog (Njutnovog) zakona za sile ovisne 0 vremenu (\fI) u praveu x ose (Qx) i oko z ose (TIjf)' a prema slici 39.1. (Tomlinson i Boorman, 1995), dobije se izraz u obIiku:

    Qx(t) - (k).x - kxholJf) - (cxx - cxholJf) = nii, (39.1.)

    TlfI(t) - {k'lf + h~kJfl + hokxx - (C'If + h~cJfl + hoC); =lyif/, (39.2.) gdjeje:

    572

    m - masa masine i podloge; Iy - masa momenta inercije oko y ose masine i podloge; k .. kljf - elasticne konstante t1a od translaeije i rotaeije; ex i cljf - koefieijenti prigusenja za translaeiju i rotaeiju; x -translatorna akeeleraeija masine i temelja;

    Temeljellje

    39. Dinamicki optereceni temelj;

    \ji - rotaciona akeeleraeija masine i temelja. Dinamicko optereeenje se prenosi na temelj bilo u obliku periodicnih sila

    (rad maSina sa ustaljenim kretanjem periodicnog dj elovanj a), bilo u obliku djelovanja udara (pojedinacni iii uzastopni impulsi i udari masina). Kod ovakvog dinamicnog optereeenja uzima se da u tlu nastaje ravnomjemo iIi neravnomjemo sabijanje i neravnomjerno smieanje (sI.39.2.). Mnogi autori su, uz odredene aproksimaeije, dali opee izraze kojima se uspostavlja veza izmedu napona u tIu ispod temelja i elasticnih pomjeranja (Kuljbakin, 1975).

    @ @ Z

    I

    I

    x

    I~ I I I' , I I I 1/ I

    X -.0 X

    \ .. a I! a

    SI.39.2. Pomjeranje temelja kod razlici!og opterecenja: ravnomjerno sabiJanje (a), neravnomjerno sabijanje (b). neravnomjerno smicanje (c).

    39.2. OSCILACIJE I SOPSTVENE FREKVENCIJE TLA

    U ovisnosti od napadne tacke i smjera, vibriranje iii sporo ponovijeno optereeenje moze proizvesti sest vrsta pomjeranja. Jedno je u vertikalnom pravcu, dva su u horizontalnom pod pravim uglom, jedno prema drugom, i tri su rotaeiona kretanja oko tri osovine. Medutim, eksperimenti se izvode veeinom u najjednostavnijem vertikalnom pravcu i oni su najznacajniji.

    Za slucaj slobodnih vibraeija koje nastaju ako se teret W osloni na opruge krutosti K, te se sHorn izazovu njegove vibraeije prema gore i dolje u vertikalnom praveu (s1.39.3.-a), frekveneije ovakve sopstvene oseilaeije iznose:

    gdje je: f-K-

    f ___ 1 ~K =_1 ~Kg, 2n m 2n W

    (39.3.)

    sopstvena frekveneija slobodnih oseilaeija (u herzima Hz=l!s); koefieijent opruge, to je sila da se opruga stisne za lem (lON/em);

    Temeljellje 573

  • XI!I Specificne metode lemelje'1ia

    m- masa temelja i masine (kg); W - tezina temeIja i masine (kN); g - akceleracija sile teze (-1 Om/s2).

    Ove osciIacije ce opadati dok potpuno ne prestanu, a frekvencija prigusenih osciIacija dobije se iz izraza:

    ip

    = _1_ (l( _ e2

    2, (39.4.)

    2rc V-;;; 4m gdjeje:

    C - konstantna prigusenja vibracija.

    Kod ispitivanja dinamike tJa opravdano je uzeti da ce skupa s njim i tlo ispod temeIja vibrirati (sI.39.3.-b). Pretpostavljajuei da se dio mase tia ispod temelja ponasa pod uticajem vibracija kao ,sistem opruga, onda se sopstvena frekvencija sJobodnih oscilacija moie, preko navedenih jednadibi, izraziti (Reynolds i dr., 1965) u obliku:

    gdjeje:

    _ 1 ~'A.g in --2 W ' rc +w

    L=K!A - dinamicki modul reakcije tIa; W - teZina temeljnog sklopa; w - teiina vibrirajueeg tla ispod temelja; A - povrsina temeIja.

    (39.5.)

    Veoma tesko je odrediti masu vibrirqiueeg tla ispod temeIja (w) radi cega se danas viSe koriste eksperimentalne metode za odredivanje sopstvenih frekvencija tia, objekta, iii objekta i tla. Vibracije se izazivaju pomoeu dva ekscentricno postavljena diska, koja se obreu u suprotnim smjerovima i moguea je promjena njihovih brzina obrtaja.

    U cilju utvrdivanja sopstvenih frekvencija tla vee 1933. godine zapoceta su eksperimentalna ispitivanja koja su pokazala da ee kod vertikalnog udara na tIo ono u neposrednoj blizini vertikalno oscilirati. Na bazi obavijenih ispitivanja odredene su frekvencije raznih vrsta tia iz kojih se generalno moie zakljuciti da je kod vecih frekvencija veca i nosivost tla. Eksperimenti su pokazali da su pijesci ravnomjemog sastava najosjetljiviji na vibracije. Dobro granuliran i zasicen pijesak je usljed vibriranja jako izlozen slijeganju. Utvrdeno je da na zbijene gline vibracije prakticno nemaju uticaja (tabela 39.1.).

    574 Temeljelye

    39. Dil!amicki optereceni lemelji

    Sl.39.3. Serna slobodnih vibracija: teret osionjen na opruge (a). teret sa dijelom tla ucestvuje u vibriranju (b).

    U posIjednje vrijeme provode se ispitivanja frekvencija ne sarno tla vee i nasutih veIikih hidrotehnickih i drugih objekata, koje su neophodna kod projektovanja objekta na seizmicke sileo Dinamicki se optereeuju brane pomocu rotirajueih ekscentara, kod kojih se frekvencije i sile mogu mijenjati, a odgovor brane registruje se akcelerometrima. Zemljotresni institut "Kiril i Metodije" iz Skoplja obavio je ovakav opit sopstvenog vibriranja nasute brane Hidroelektrane Rama, u Kovacevu polju (Bosna i Hercegovina).

    Sopstvene frekvencije tla (Reynolds i Protopapadakis, 1965)

    . (Vri jednostiizII\;erene upotrebomO!lcilatora) 1 ;83mtresetaiznad pijeska Restresit nesip sa sredn~omveli6jnompijeska Gusto zbijen nasip od pepeln,. . ... . Oustozbijen nesip ad ilovacest.6g pijeska Vlafuaglina .. Zbijen ravnoi11jei11i sredl\ie veli6ine pijesak RavncimjemikiUpan pijesak Gusto zbijen rieravnomjemipijesak ... zbijcriiSljunak . Krenjak Tvrdi jescar

    Temeljel!je

    Sopstvena frekvencija . f. (qiklJsek)

    12,5

    19.2 21.3 21,7 23,8 24,1 26,2 26,7 28,1 30 34

    Tabela 39.1. Cvrstoca.na

    10,5 16,0 19,0 27,0 32,5 43,5 49,0 49,0

    575

  • XIII Specificne me/ode /emeljenja

    39.3. APSORPCUA VIBRACIJA

    Izmedu mnogih metoda za apsorpciju vibracija je najednostavnija ona, koja masom temeljnog bloka umanjuje vibracije i apsorbuje ih samim armirano-betonskim blokom. Dugo je, kod temelja za masine, uzimana tezina bloka jednaka iii veea tezini masina. Ovo je prihvatljivo kod masina koje ne proizvode velike sile u debalansiranju. Medutim, u slucaju velikih udarnih cekiea, presa iIi velikih naizmjenicnih masina nije moguce vibracije apsorbovati temeljnim blokom. Takoder, veliki i teski temeljni blokovi su neprakticni, posebno ako je limitiran prostor. U ovome slucaju apsorpcija vibracija moze se izvesti posebnim naCinom montaie, gdje su ovi temeljni blokovi odvojeni i na posebnim amortizirajueim lezistima, kojimaje omogueen pristup.

    Tipovi antivibracija generalno ukljucuju slijedeee: a) Ploce od pluta i gumeni jastuci. Ovo odgovara za maSine koje ne proizvode

    sokove i velike amplitude u vibracijama i gdje intenzitet optereeenja na ploce i gumene tepihe nije velik, tako da materijal ne postaje tvrd pod pritiskom.

    @ @

    SI.39.4. Tipovi gumenih antivibrirajuCih elemenata i njihova ugradnja: tip sa gumenim eavlima (a), gumena rebra (b), metalno - gumeni sendvie (c), gumeno - metalne opruge ugradene u peterospratnu zgradu ispod koje je podzemna ieljeznica (d), (Tomlinson i Boorman, 1995), gdjeje: gumeni eavli poredani sa obje strane 0), gumena rebra pOJ'edana okomito }edno na drugo (2), postolje masine (3), spo} metalnih ploea (4), gumeni blok (5), temeljni blok (6), gumeni amortizeri (7), amliran- betonski nosaCi (8), zidovi podzemne ieljeznice (9).

    576 Teme1jenje

    39. Dinamicki optereceni temelji

    b) Umeci gumenih tepiha. Oni se projektuju za teze maSine kao sto su kompresori, snami cekiei, prese i generatori. Obicno su to gumene ploce sa gumenim ispupcenjima --ekserima sa obje strane ploce (s1.39.4.-a), koje se mogu opteretiti sa 36 kN/m2, a teze gumene ploce, tipa gumenih medusobno okomitih traka, mogu se opteretiti do 430 kN/m2 (s1.39.4.-b, Tomlinson i Boorman, 1995).

    c) Gumeno metalni sendvic (s1.39.4.-c). Koristi se za direktnu vezu izmedu masine i betona iIi metalne podloge. Sastoji se od razliCitih metalnih dijelova, kao sto su plate, ugaonice, podloge i s1. kojima se obavije gumeni biok. Ovakva podloga projektuje se za nosivost do 300 kN, pri frekvenciji od 2,8 Hz. Ovakve antivibracione instalacije ugradene su u peterospratni objekt (sI.39.4.-d), da bi se zastitio od buke podzemne zeljeznice i kostale su 5% od ukupne cijene objekta (Waller, 1966; Tomlinson i Boorman, 1995).

    d) Lisnate opruge. U prosiosti su koristene za udarne cekiee, kao sto je npr. bio cekie za izradu potkovica u Bileei, ali su danas zamijenjene gumenim umecima.

    Udarci teskih cekiea izazivaju znatne vibracije bioka nakovanja iIi baze gdje je montiran antivibracioni sistem. U ovome slucaju moguee je da ima potrebe izvesti amortizaciju i u horizontalnoj i/ili vertikalnoj poziciji izmedu nakovnja i baze iIi izmedu baze i okolne oblome konstrukcije unutar koje je smjesten nakovanj, odvojen od okolnog tIa. Ovi amortizeri su obicno hidraulicki, gdje pokreti klipa pritiseu ulje u cilindru kroz mali otvor. Energija se apsorbuje kompresijom i toplotom u ulju. Prakticno je da se ostavi dovoljan zracni i komunikacioni prostor izmedu temeljnog bloka teskog cekiea i oblozene jame u kojoj je smjesten ovaj biok.

    39.4. SEIZMICKO OPTERECENJE TLA

    Zemljotresi su jedna od manifestacija tektonske aktivnosti koja je prouzrokovana dubokim procesima u Zemljinoj kori. Postoji vise pretpostavki 0 njihovom nastajanju, a jedna od njih je da su ti procesi uslovljeni transformacijom velikih koliCina energije. Oni se na povrsini Zemlje manifestiraju u vidu mehanickih pokreta i pojave potresa. Mehanizam nastajanja potresa zasniva se na raskidanju kontinuiteta materije Zemljine kore i relativnom pomjeranju njenih dijelova.

    Mjesto na kome dolazi do raskida iIi smicanja nazivamo zaristem, ziZom ili hipocentrom zemljotresa. laCinu potresa u njegovom iaristu oznacavamo magnitudom M. Projekciju hipocentra na Zemljinu povrsinu nazivamo

    Temeljellje 577

  • Xlll Speci{icne metode lemeijenja

    epicentrom. U zavisnosti od dubine Zarista h istoj magnitudi mogu pripasti razlieiti stupnjevi intenziteta potresa na povrsini Zeinlje 10 Odnos izmedu magnitude M i stupnja intenziteta u epicentru To pri razlieitirn dubinarna Zarista moze se dobiti iz ernpirijske formule:

    10 = 1,5M - 3,5 log h + 3. (39.6.) Seizmicki talasi nastaju oslobadanjern energije u zaristu, a oni se sire po

    cijeloj Zernljinoj kugli u obliku elasticnih talasa. Do povrsine Zemlje dospijevaju raznovrsni talasi koji se razlikuju po karakteristicnim osobinarna sirenja kroz razne vrste tla. Brzina sirenja ovih talasa na povrsini je razlicita j ovisi 0 vrsti tla. Kreeu se od 5,6 krnls kod granita do 0,3 kmls kod nasutih materijala. Razlikuju se poduzni, poprecni i povrsinski seizmicki talasi.

    Vibraciona kretanja tla registruju se pornoeu seizmografa, a ubrzanja ovih kretanja pornoeu akcelerografa, kao i drugim instrumentima kojima se mjere uglovi nagiba i drugi podaci.

    . Seizmicke skate prirnjenjuju se za odredivanje intenziteta zernljotresa. Skale poretkom postupne gradacije opisuju po stepenima pojave koje se desavaju na Zemlji kao pornjeral1je predmeta, osteeenja iIi rusenja objekta od raznih materijala, trajne deformacije tla, prornjene rezirna vode, pomjeranja i otvaranja pukotina na povrsinskim slojevirna zernlje, ponasanja Ijudi i zivotinja itd. Postoji vise vrsta skala, a najvise se koristi MCS-Mercalli-Cancani Sieberg (Merkali-Kankani-Ziberg) sa 12 stepeni, koja prema pojavama na Zernlji definira stepene.

    Preporueuje se i podjela potresa prerna velieini magnitude M sa pokazateljima intenziteta sile zernljotresa od 0 do 8,5 (Rihterova skala). Snaga iii jaeina zernljotresa razvrstana je u pet grupa, koje su povezane korelacijom sa stepenima MercalIijeve skale.

    Inzenjersko-geoloske hidrogeoloske i tektonske osobine podrueja namijenjenog izgradnji predstavljaju osnov za definisanje stepena opasnosti od zemljotresa.

    .. Po~edi.~irn p:-avilnicirna obieno su ustanovljene seizmieke oblasti i stepen nJlhove selzmlcnostl. Medutim, za pojedina rnjesta iii za velika gradilista provodi se seizmieka mikrorejonizacija kojom se, u odnosu na osobine tla, mogu poveeati iii smanjiti historijski dobiveni stepeni seizmienosti.

    . Medvedev je brojnim primjerima kvantitativno ocijenio uticaj vrste tla i mvoa podzernne vode na osnovni stepen seizmienosti, tako da je dobio ukupni prirast seizrnienosti (N) koji se dodaje osnovnorn stepenu intenziteta:

    Ii = 10 + N (39.7.) Na osnovu razradenih serna vrste t1a i nivoa podzemne vode moze se

    zakljuciti da do poveeanja stepena seizrnienosti dolazi: >- sa porastom nivoa podzemne vode, kod pjeskovitih glina; >- kod prelaza sa stjenovitog t1a na glinovita, pjeskovita, nasuta i rucevita tla; 578 Temeije1lje

    39. Dinamicki optereceni temelji

    >- ako je nivo podzernne vode od povrsine tla manji od 10,0 m, posebno kod pjeskovito-glinovitih, a rnanje u sljuneanim materijalima;

    >- na nagnutim i rucevitim povrsinama. Intenzitet oscilacija na povrsini terena pri prelasku iz evrstih stijena u

    gornju rastresitu zonu zavisi od fiziekih osobina i jedne i druge zone, a i 0 debljini rastresitog pokrivaea. Debele naslage krupnog i homogenog sljunka apsorbuju seizmieke valove, te je intenzitet potresa na povrsini manji. Moene naslage sJjunka (100 rn) otpornije su na zemljotrese nego stjenovito tlo. Medutim, intenzitet potresa na povrsini raste, ako je ta debljina neznatna (4-5 m).

    Pomjeranja tia koja se desavaju prilikom zernljotresa, odnosno usljed seizrnickih optereeenja, tesko se mogu matematski definisati.

    Prije je rnnogo upotrebljavana staticka teorija koju je razradio japanski nauenik Omori, dok se danas vise koriste dinamieke metode pro rae una.

    Prema statiekoj teoriji inercijalna sila, koja nastaje u rna kom elernentu konstrukcije, bit ee jednaka proizvodu njegove mase (rn) i ubrzanja (a), 1j:

    S = m a, a m = Q , (39.8.)

    pri eemu je: Q - tezina konstrukcije; g - ubrzanje sile teze;

    g

    K c = ~ koeficijent seizrnicnosti, te je seizmieka sila: g

    (39.9.)

    Dinamicke metode proraeuna zasnovane su na vibriranju sistema sa jednim, dva iii vise stepena siobode, usIjed pomjeranja temeIja i tla ispod njega.

    Svi objekti koji se grade u oblastima iziozenirn zemljotresu moraju se racunati na seizmieka optereeenja. Kod izvjesnih objekata moraju se pored seizrnickih sila uzeti i seizmieki pritisci vode iii tla.

    Kod aktivnog i pasivnog otpora tia velicinu seizrniekog pritiska rastresitog tia mozerno odrediti prerna obrascu (Korcinski, 1964):

    } pri eemuje:

    Pa i Pp -

    a qc = (1 + 2Kctg({J )Pa, (39.10.)

    aktivni odnosno pasivni pritisak tla, bez uraeunatog seizrniekog djelovanja;

    Temeljenje 579

  • XlII Specijicne metode teme!Jenja

    Kc - koeficijent seizmicnosti, ovisan 0 stepenu seizmicnosti podrucja;

    cP - ugao unutarnjeg trenja tla. Koeficijent seizmickog aktivnog pritiska tla moze se odrediti i iz formule

    (Dembicki, 1982):

    (39.11.)

    gdje je:

    ka = ; - koeficijent seizmicnosti, u kojemje j-seizmicko ubrzanje,

    g - Zemljino ubrzanje, m == aretg ka .

    Kategorizacija inienjerskih objekata

    Energetski objekti instalisane snage preko 150 MW; visoke brane (svih tipova po konstrukciji i materijalu); industrijski dimnjaci visine H~120 m; rashladni tornjevi visine ~80 m; vodotornjevi i drugi rezervoari kapaciteta Qv~OOO m3; mostovi i vijadukti raspona 1250 m, iIi vi sine stupova ~O m; nasipi saobracajnica visine ~O m; potporni zidovi visine H~O m; objekti slozenih konstrukcionih siste~a (sl~ze~e konstrukcije, odnosno slozeni uslovi temeljenja); kao ,I drug) obJekt~ od eije ispravnosti zavisi funkcionisanje drugih tehlllcko-tehnolosk)h sistema ciji poremecaji mogu izazvati katastrofalne os!' edice, odnosno nani' eti velike materi . alne stete, Brane (svih tipova po konstrukciji i materijalu) koje ne spadaju u kategoriju visokih brana: energetski objekti instalisane snage manje o~ 150 MW; industrijski dimnjaci visine H

  • XIII Specijicne metode teme!ienja

    Xmax (g) - maksimalno ubrzanje tla na terenu objekta za djelovanje projektovanog zemljotresa za pojavu jedan put u 100 god. (Z\) i jedan put u 1000 god. (Zz), izraieno u dijelovima Zemljinog ubrzanja - gravitacije (g);

    Ako za lokaciju ne postoje detaljna proucavanja seizmicnosti, onda se

    XU usvaja na osnovu seizmoloske karte iz tabele 39.4. max

    Maksimalno ubrzanje tia

    f.1 p - faktor duktilnosti konstrukije tabela 39.5.

    Koeficijent prigusenja (A), redukcije (lfI) i duktilnosti ( f.1 p )

    f3i - koeficijent dinamicnosti, koji se proracunava iz koeficijenata dinamicnosti iz dijagrama u Pravilniku iii iz izraza:

    582 Temelje,ye

    4.00 5,00

    4,00 5,00

    3,00 4,00

    2,50 3,00

    2,00 2,50

    speIctralnih krivi

    za: O

  • XIII Spec![u'!ne melode lemeljenja

    oscilovanja u tacki k (Uikj ), j=1,2,3 (odnosno j=1,2 za dvodimenzionalan problem) u tri ortogonalna pravca;

    GK - tezina konstrukcije.

    Dinamicke analize vrse se radi utvraivanja ponasanja konstrukcije objekta uelasticnom i neelasticnom podrucju rada za vremenske historije ubrzanja tla ocekivanih zemljotresa na lokaciji objekta (vidjeti Pravilnik).

    39.4.2. AKTlVNI I PASIVNI SEIZMICKI PRITISAK TLA

    Kod proracuna seizmicke stabilnosti inzenjerskih objekata koji ograauju (pregraauju) neku sredinu ispunjenu vodom iIi drugim fluidom, iii se nalaze u takvoj sredini (brane, zidovi rezervoara, kejski zidovi, pristanisni objekti, stupovi mostova u vodi i drugi hidrotehnicki objekti), pored inercijalnih seizmickih sila treba uzeti u obzir i dopunski hidrodinamicki pritisak (sisanje) fluida koji se superponira sa hidrostatickim pritiskom. Ovo poglavlje obraaeno je u navedenom Pravilniku.

    Kod proracuna seizmicke stabilnosti inzenjerskih objekata koji su djelomicno iii potpuno ukopani u tIo (potpomi zidovi, pristanisni objekti, tuneli i drugi podzemni objekti), pored seizmickih inercijalnih sila od sopstvene tezine objekta, mora se uzeti u obzir i dopunski, aktivni iii pasivni seizmicki pritisak tla.

    Vektor seizmickog ubrzanja sistema "objekat - osnova " irna horizontalan pravac, pri odredivanju seizmickog pritiska tla za objekte tipa potpomih zidova, a vertikalan pravac pri odredivanju seizmickog pritiska tIa za krovnu konstrukciju podzemnih objekata.

    Opcenito, seizmicki aktivni pritisak tla na objekte moze biti za sIucaj (i) kada nije nastupilo i (ii) kada je nastupilo stanje granicne ranoteze, ij. kada su nastupile elasticne, odnosno plasticne deformacije t1a.

    Seizmicki pasivni pritisak tla u sistemu objekat-osnova moze nastupiti sarno u stanju granicne ravnoteze, odnosno stanju plasticnih deformacija.

    1)

    584

    Aktivni seizmicki pritisak tla za slucaj elasticnih deformacija nastaje prije stanja granicne ravnoteze i dobije se prema Pravilniku (1988), iz izraza (51.39.5.):

    (39.15.)

    (39.16.)

    Temeljenje

    gdje je: a -y(m) h (m)-

    fW)-yz(kg/m

    3) -

    Pa(y)(kPa)-

    Pa (kN/m)-

    h; (m) -Ma (kNmlm)-

    R(y,l3) -

    39. Dinamicki oplereceni temelji

    h' =~.15+8tgf3.h. a 12 3+2tg{3

    1

    M =21+16tg{3.K . . .. h31 . a 48 s If! Y

  • ){flJ Speci/icne metode temeljenjo

    @

    x

    V k ..w y~ e tor selznll(;kog dje.tovonja

    SI.39.5. Potporni zid (a), sa dijagramom aktivnog seizmickog pritiska (b).

    BezdimenzionalnaJunkcija R(y,fJ)

    0,00:- 1,0000 1,1763 1,2679 1,3640 1,4663 1,5774 0,10 0.9450 1,1037 1,1862 1,2726 1,3647 1,4646 1,8450 0;20 0,9200 1,0611 1,1344 1,2112 1,2930 1,3819 1,7200 0,30 0,9100 1,0334 1,0976 1.I648 1.2364 1,3141 1,6100

    ; 0,40 0,9000 1,0058 1,0608 1,1184 1,1798 1,2464 1,5000 0,50 0,8750 0,9632 1,0090 1,0570 1,l082 1,1637 1,3750 0,60 0,8200 0,8905 0,9272 0,9656 1,0065 1,0509 1,2200 O:7Q 0,7200 0,7729 0,8004 0,8292 0,8599 0,8932 1,0200

    0,80 0,5600 0,5953 0,6136 0,6328 0,6533 0,6755 0,7600 0,90 03250 0,3426 0,3518 0,3614 0,3716 0,3827 0,4250 1,00 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000

    2) Kod potpornih konstrukcija, kada je nastupilo granicno stanje ravnoteze i plasticne deformacije u tIu, aktivni pritisak tla izraiava se kao ukupni pritisak tla nastao u toku djelovanja zemljotresa,

    lntenzitet aktivnog seizmickog pritiska tla CPa) i rezultante aktivnog seizmickog pritiska tJa (Pa), koji djeluje na dubini (h) odreduje se, prema Pravilniku (1988), iz slijedecih izraza (sI.39,6,).

    Ipo =Yzh.Cal (39.21.)

    (39.22.)

    586 Temeljellje

    .c:

    y

    ~eizmickog djelovonjo

    39. Dinamicki optereceni temelji

    (39.23.)

    SI.39.6. Ukupni aktivni pritisak tla na zid (a) sa dijagramom opterecenja (b), U loku djeiovanja zemljotresa.

    gdje je: pa (kN/m2)-

    Pa(kN/m) -

    Ca -

    intenzitet ukupnog aktivnog seizmickog pritiska t1a na

    dubini (h); sumarna sila (rezultanta) ukupnog aktivnog seizmickog pritiska tla za dubinu (h); koeficijent ukupnog aktivnog seizmickog pritiska tla, definisan slijedecim izrazom:

    coi'(-a-8) (39,24.)

    ]

    2 sir{+8)sir{- fJ-e

    coSlcm'> acos{:l +8 + ~l + co{a _ tl)COS(H 8 +8) Medutim, prethodni obrazac za koeficijent (Ca) ne moze se koristiti kada je

    (a+8 +8)2:90.

    __________________ ~~==-----------------587 Teme(iellje

  • Xill Specificne metode temeljenja

    Isto tako, kada je (

  • X111 Specijlclle me/ode temeljellja

    ugao nagiba povrsine zida uz nasip u odnosu na vertikaIu; ugao nagiba terena (nasipa) iza zida u odnosu na horizontalu; ugao unutrasnjeg trenja tla (nasipa) iza zida; ugao trenja izmedu tla (nasipa) i povrsine zida:

    1 2 8 =- iIi 8 =-.

    2 3 Na slici 39.7. streIice oznacavaju pozitivan smjer uglova a, /3 i S.

    EW) - ugao ciji je tangens jednak vrijednosti (K;\jf): e = arc[tg{K, lfI)); (39.30.)

    Ks - koeficij ent seizmickog intenziteta za horizontaIan pravac (j edn. 39.I 2.) \fI- koeficijent redukcije 'l/=0,75 (tabela 39.5.).

    Ako postoji mogucnost pojave podzemne vode u nasipu iza potpomog zida, mora se uzeti u obzir uticaj podzemne vode pri izracunavanju seizmicnog inercijalnog pritiska tla. Prisustvo podzemne vode u porama nasipa iza potpomog zida utjece na povecanje seizmickog aktivnog i pasivnog pritiska tla.

    Izracunavanje zapreminske mase vodom zasicenog tla vrsi se prema izrazu:

    gdje je: r z (kg/m3)_ n-r w (kglm3)_ r: (kg/m3)-

    590

    , n r z = r z + 100 r w' (39.31.)

    zapreminska masa suhog tIa;

    poroznost tIa u procentima (%); specificna masa podzemne vode;

    zapreminska masa vodom zasicenog t1a.

    TemeJjellje

    40. Savremene metode izrade podzemllih kOllstrukrija

    40. SA VREMENE METODE IZRADE PODZEMNIH KONSTRUKCUA

    40.1. OPCENITO 0 PODZEMNIM KONSTRUKCIJAMA

    PosIjednjih pedeset godina nastupila je prava revoIucija u izvodenju dubokog temeIjenja, dubokih gradevinskih jama i opcenito u izvodenju raznih podzemnih konstrukcija j ojacanja tla sa povrsine terena. Prvobitnu je znacajnu uIogu odigrao razvoj busenih sipova, pojedinacno nosivih iIi izvedenih u vidu nosivog i/ili vodonepropusnog ekrana od zasjecenih iii na dodir izvedenih betonskih iii Ii armirano-betonskih sipova (vidjeti tacku 30.2.4.).

    _ Nedugo zatim pojavile su se vodonepropusne i nosive kontinulne betonske iIi armirano-betonske dijafragme. Upotreba dijafragmi posebno je napredovala upotrebom bentonitske isplake i razvojem sve savrsenijih strojeva za iskop tla. Ova nova tehnika iskopa bez razupiranja razvijena je na bazi iskustava stecenih kod dubokih busenja. Poznato je da se busotine velikog promjera i velikih dubina mogu izvesti u sipkim materijalima bez zacjevljenja, ako je busotina ispunjena staluo vodom iIi glinenom suspenzijom. Kasnije je ovo iskustvo primijenjeno i za iskop dubokih usjeka istom tehnikom busenja, sto je pokazalo da se vertikalne stijenke iskopa mogu odrZati u stanju ravnoteze sarno primjenom hidrostatskog natpritiska bentonitske suspenzije (vidjeti tacku 33.1.5.,36.7. i 36.8.).

    Razvitkom raznih vrsti ankerisanja omoguceno je izvodenje vrlo dubokih i prostranih gradevinskih jama bez razupiranja tako da su se potpuno nesmetano i visokomehanizovano mogli izvoditi objekti pod ovom sigumom zastitom (33.1.6, 38.). Razvojem grane injektiranja (vidjeti tacku 24.6. i 33.1.7.) omoguceno je kotvijenje velikih vlacnih sila kod dubokih ankera u rastresitom materijalu.

    Posljednjih deset godina razvijena je nova metoda injektiranja pomoeu visokog vodnog pritiska iii metoda "m1aznog injektiranja" (Jet Grouting - Diet grouting), kao zamjena tradicionalnoj metodi konsolidacionog injektiranja.

    Poboljsanje zbijenosti pojedinih vrsta rahlog tla pomocu vibroflotacionog procesa poznato je od davnina. Danas su, medutim, usavrseni mocni strojevi i metode koje omogucuju brzo sabijanje tla, sa vecom zonom djelovanja.

    U prethodnim poglavljima obraziozene su metode izrade podzemnih konstrukcija i poboljsanja tIa: (i) zamrzavanjem, (ii) elektroosmozom, (iii) injektiranjem (iv) sipovima i (v) dijafragmom, a ovdje se prezentiraju njihove novije savremene varijacije.

    Temeljellje 591

  • XIII Specificne metode teme{jenja

    40.2. KONTINUALNE DUAFRAGME

    Izrada i proracun kontinuaine dijafragme sa klasicnom grabilicom za iskop vee su opisani u prethodnim poglavljima. Taj klasican iskop (i betoniranje) prikazan je na slid 40.1. radi usporedbe sa savremenim iskopom pomoeu univerzalnog hidraulickog rezaca (frezera), za sve vrste tia (sI.40.2.).

    @

    SI.40.I. Sema iskopa klasicnom grajferkom i betoniranja kontinualne dijafragme: organizaciona sema izvoaenja parnih i neparnih lamela (a), grajferka za iskop (b), gdje je: bager sa grajferkom za iskop (1), autocisterna za suspenziju (2), granicne cijevi (3), kontraktor cijev (4), automjeSalica za beton (5), izbetonirana neparna lamela (6), spojnica na mjestu granicne cijevi (7), iskopana parna lamela ispunjena bentonitskom suspenzijom (8).

    Osnovni princip iskopa dijafragme pomoeu hidraulickog rezaca je reverzibilni naCin rezanja (drobljenja) tla i stijenskog masiva uz pomoe bentonitske suspenzije (isplake), koja u zatvorenom krugu cirkulira od mjesta iskopa do stanice za regeneraciju i natrag. Prj ovome bentonitska suspenzija nosi sa sobom, kroz cjevovod 200 mID, izbuseni materijal do stanice za regeneraciju, gdje se preCiseava j vraea ponovno na mjesto iskopa u uvodnicu. Cirkulacija se ostvaruje sistemom snamih pumpi koje se obicno nalaze na udaljenosti maksimum 300,0 m od mjesta rada.

    592 Tem{!ijenje

    40. Savremelle metode izrade podzemllili kOllstrukcija

    SI.40.2. Tehnologtia iskopa dijafragme na HE Mostar: hidraulicki rezac sa vodilicom i bagerom (a), stanica za pripremu, proCiscavanje i regeneraciju bentonitske suspenzije (b), hidrorezac u radu (c), g4Je je: hidraulicki rezac sa vodilicom (1), hidraulicki bager 265 kW (2), pogonski tockovi (3), hidraulicka pumpa unutar tijela rezaca (4), vodilica (5), sita (6), bazen sa isplakom (7), lnjesaCi za suspenziju

    (8), pumpa (9), cjevovod l/1200 mm (10), dijafragma - parna 3,10-8,0 m, a neparna 3,10 m (ll), (Kapic, Simnic, 1986).

    Temeljenje 593

  • XUl Specificne me/ode temeljenja

    U sklopu staniee za pripremu proelseavanje i regeneraeiju nalaze se i mikseri za pripremu bentonitske suspenzije, bazeni za rezervnu suspenziju, sita za grubo i hidroeikloni za fino prociseavanje suspenzije. Ovako preciseenoj suspenziji dodaje se nova svjeza suspenzija i tako regenirana transportuje u bazene, a odatle eijevima 200 mm vraea u uvodnieu na mjesto iskopa.

    Ovakav hidraulicki re~ac koristio se za izradu dijafragme na Hidroelektrani Mostar (Kapie i Simnie, 1986.), predviden za dubine do 100,0 m. Ovim rezacem izvodeni su dijelovi dijafragme na Hidroelektrani dubine do 55,0 m, u konglomeratima, sa prosjecnim ucinkom od 8,0 m2/h. Hidraulicki rezac tipa HIDRO MILL K 3 L (sI.40.2.) konstruisan je za tvrde i srednje tvrde stijene, a na ovoj Hidroelektrani bio je pogodan za rad u cvrstim konglomeratima i aluvijumu sa samcima. Rezac je pogonjen sa dva snaina hidraulicka motora, sto pomoeu lanca pokreeu dva para tockova, koja na sebi imaju zube sa ugradenim vidija (widia) uloscima. U tijelu rezaca smjestene su dvije hidraulicke pumpe, kapaciteta 13 m3/min, koje su transportovale zdrobljeni materijaI i isplaku u stanieu za preCiseavanje. Duzina hidraulickog rezacaje 3,10 m, a sirina iskopa 0,62 m, a ona se moze povecati do 1,20 m. Iznad rezaca je vodiliea, visine 11,0 m: koja osigurava vertikalnost dijafragme. Ukupna tezina rezaca i vodiliee je 24 tone.

    Hidraulicki bager (C 90) teZak je 100 t i prilagoden je za rad sa hidraulickim rezacem, ali i po potrebi i za ostale prikljucne alatke. Staniea za pripremu, prociseavanje i regeneraciju bentonitske suspenzije je najvainija u sistemu iskopa vertikalnog sIiea (s1.40.2.-b). Isplaka sa iskopnim materijalom doprema se ejevovodom 200 mm na dvostruko vibrirajuca sita, a na taj nacin se odvoji oko 80% iskopnog materijala iz suspenzije. Preostali fini materijal odvoji se pomoeu dva hidroeiklona eentrifugiranjem. Ovako preciscenoj isplaki dodaje se u rezervoar dodatna nova bentonitska suspenzija radi njenog regeneriranja. Sve faze u stanici obavljaju se automatski i sinhronizovano pomocu sistema pumpi ukupne snage 226 kW.

    40.3. INJEKTIRANJE POMOCU VISOKOG VODNOG PRITISKA

    .. Posljednjih godina u svijetu se primjenjuje nova metoda za konsolidaciju tla I lzradu tankjh zavjesa u pjeskovitom tlu, sto zavreduje painju. U osnovi ova metoda sastoji se u kombinovanom postupku rezanja tla pod visokim pritiskom (40,0-60,0 MPa) i injektiranja eementnim iii eemenlno-glineno-bentonitskim smjesam~ (J~t Gr~uting-Dzet grouting - mlazno injektiranje). Ovaj prineip izrade vodozaptlvmh zavJesa prvi put je primijenjen i patentiran u Japanu.

    594----------------------~~~-----------------Temeijenje

    40. Savrelllelle lilli/fide izrade podzelllllih kOllstrukcija

    Opiti su pokazali da se ovom metodom dobiju zavjese debljine 12-15 em u pjeskovitom tlu, cvrstoce od 0,05 do 0,50 MPa. U sadasnje vrijeme primjenjuje se do dubine 20,0 m, a pojedini autori ukazuju na mogucnost njene primjene i do 45,0 m (Adamovic, 1980). Ovisno 0 sastavu injekcione smjese i vrsti tla, cvrstoca zainjektiranog tla krece se do 15,0 MPa, a koefieijent filtraeije ostvaruje se od 10-7

    do lO-8 cm/s. Tehnologija izrade ovog tipa tanke zavjese sastoji se u izradi busotina

    dijametra obicno 112 mm, na rastojanjima 1,0-1,8 m, sto ovisi 0 vrsti tla, koje se pune bentonitskom suspenzijom. U njih se spusta monitor koji se sastoji od tri mlaznice, a one na kraju imaju horizontalan zavrsetak (s1.40.3.). Dvije mlazniee sluze za dovod vode i zraka, a one obrazuje vodno-vazdusnu struju, koja pod velikim pritiskom razrahljuje tlo. Preko treee mlaznice, nize za 17 em od prethodne dvije, injektira se predvidenim injekcionim smjesama. Isprani materijal i bentonitska suspenzija biva potisnuta preko susjedne busotine u uvodni lanaI.

    Neki primjeri izvedenih zavjesa ukazuju da se utrosak injekcione smjese krece od 150 do 190 lImin. Ovom metodom je u 1973. godini izvedeno u Japanu preko 20.000 m2 zavjesa na raznim objektima.

    BU5A.CA &ARNlTuRA. -< ----.."

    I uHe I j-=--' -;

    BENTONI1SKA

    suSPENZiJA.-

    SPU~lA.NJE MONlTORA

    .l,

    HIORAUI,.Il:KI MONITOR

    /el POSTROJENJE ZA~' lZVOOENJE: POKRETN! KOMPRE50 PlUNZEk i"UMP/\

    if: liENtON tTSKA" : SliSPENlull. ' ~ ISKOPAN'

    ~-.-

    R'.;+'A 2A U8AC VAN)C 11QN'_lllF"

  • Xlll Specificne metode temeljenja

    Ovaj metod izrade slpa stupno-rotirajucim mlazom zasnovan je na slijedecem postupku: prvo se izbusi probna busotina promjera izmedu 150 i 200 mm, a zatim se kranom spusta monitor sa mlaznicama, dok ne dodime dno busotine. Na kraju se tri mlaznice aktiviraju i zarotiraju i istovremeno povlace prema gore, ranije regulisanom brzinom. Rezultat ove operacije je kruini sip koji moze da bude i do 3,0 m promjera (sI.40.4.).

    Efikasnost rada pomocu mlaza visokog pritiska umnogome ovisi 0 konstrukciji mlaznica. Radi toga se njihovom obliku i razvoju pridaje posebna pafuja.

    J

    1:~:

    I i

    p'150mm ~ ~ ~I/~"'I

    o

    @ CD

    i

    TROSTRUKA ISPIRNA GLJlIIA(VODA,ZRAK,

    \SMJESA)

    TROSTRUKA CIJEV

    KANAL

    SLATO

    VODA I ZRAK INJEKClONA SMJESA

    S1.40A. Sema ojacanja tla u vidu sipa me/odom stupnog mlaza, po Jazama: pocetak busenja (a), kraj busenja (b), injektiranje stupa rotiranjem (c), (Selimovic, 1985).

    U svijetu su stecena znacajna iskustva u izradi tankih zavjesa i sipova metodom hidraulickog mlaza pod velikim pritiskom. U Japanu je iskustvo pokazalo da se cvrstoce ojacanog tla mogu ostvariti izmedu 3 i 15 MP-a kod zmastog tla i od 1,0 do 5,0 MP kod tla sa kohezijom. Radi povecanja mehanickih osobina ocvrslog tla smjesama se dod~u ponekad j celicna vlakna iii drugi hemijski aditivi. 0 tehnologiji mlaznog rezanja tla j busenja odrian je i prvi medunarodni simpozij (V.Britanija, 1972), na kojem su dati i neki teoretski aspekti primjene ove nove metode u oblasti izgradnje hidrotehnickih objekata.

    Ovom metodom vdi se konsolidacija tla, posebno kod izrade kotvenog dijela ankera, kada se oprema moze koristiti i u kosom poloiaju. Danas je poznato vise vrsta tehnologija mlaznog injektiranja, koje se sve vise usavrsavaju.

    596 Temeljeflje

    40. Savremelle metode izrade podzelllllih kollstrukcija

    40.4. SABIJANJE TLA VIBROFLOTACIJOM

    Vibroflotacija se za sabijanje tla koristi od 1930. godine (Braja, 1995), a JOs Je i danas aktuelna kod tanjih slojeva rastresitog granulamog t1a. Za ovaj proces koristi se vibrator (vibroflot), duzine oko 2,0 m, koji je ucvrscen na cijev, kojom se operise sa posebnog samohodnog krana (sI.40.5.). Vibracioni uredaj ima unutar sebe ekscentricni teret kojim se izaziva centrifugalna sila. Na vrhu i dnu postoje mlaznice za izlaz vode pod pritiskom, kojima se naizmjenicno razrahljuje tlo i sabija ubaceni granulirani materijal.

    SIAG.5. Stroj za vibroflotaciju sa Jazama sabijanja i zonama djelovanja (Brown, 1977): vibrostroj u radu (a).!aze rada (b), zona uticaja vibroflotacije (c), gdjeje: valjak kompaktiranog materijala dodatog sa povrSine (A), valjak kompaktiranog materijala proizveden vibroflotirajuCim sabijanjem (8), cijev vibratora (J), vibrator (2), samohodni kran (3), motor stroja (4), pumpa za vodu (5), buldoier za transport materijala (6), zona djelovanja vibrostroja (7), odstojanje mjesta vibroflotiranja (8).

    Proces sabijanja moze se podijeliti u cetiri faze (sL40.S-b) ito: a) Na dnu vibronaprave otvoren je dovod vode pod pritiskom, ilto omogucuje

    lakse prodiranje vibroflota u tlo. b) Voda stvara povoljne uslove za sve dublje prodiranje vibroflota u tl0.

    ------------------------------~Te-ll-u~lj-ell~ye---------------------------597

  • XIII Specijicne me/ode /eme{jenja

    c) Rastresiti granularni materijal sipa se sa vrha busotine. Voda sa donjeg premjesta se na gornji dio vibronaprave. Na ovaj nacin voda transportuje materijal u dno busotine i popunjava stvoreni meduprostor.

    d) Vibratorski uredaj postepeno se podize (0,30 m) i drzi vibrator kratko vrijeme na pojedinim mjestima, cime se kompaktira zona A i zona B (sI.40.5.-b).

    Zona sabijanja (sI.40.5.-c) ovisi 0 jacini i tipu vibrouredaja a krece se od 2,0-3,0 m. Povecanje jedinicne tezine i parametara cvrstoce te smanjenje slijeganja ovisi od viSe faktora, a najvise od granulometrijskog sastava tia i materijala koji se unosi u busotinu.

    Izbor odstojanja mjesta za vibroflotaciju obicno se vrsi na bazi terenskih testiranja sa raznim odstojanjima busotina. Standardnim penetracionim opitima ustanovijuje se najbolja zbijenost, kao i drugim laboratorijskim i terenskim metodama na bazi kojih se usvaja optimalno odstojanje.

    U svijetu se izvodi ovim i drugim strojevima pretkonsolidacija t1a, kako bi se smanjilo slijeganje t1a usljed velikih opterecenja od objekata.

    Pored ojaclulja tla injektiranjem, koje je prije opisno, granulirano tlo ojacava se, odnosno stabilizira krecom, cementom i lebdecim elektrofilterskim pepelom sastavljenim u osnovi od silike, aluminija i razliCitih oksida i alkalija. Mijesanjem elektrofilterskog pepela iz Termoelektrane (TE Gacko) i silikatne prasine (Jajce) sa vodom dolazi do relativno brze reakcije, 8to je iskoristeno za pripremu novog veziva, koje je povoljno za injektiranje i stabilizaciju tla (Rogie, Selimovic, Dasovic, 1986).

    40.5. OSMATRANJE TEMELJA NAFTNIH PLATFORM!

    Temeljenje naftnih platformi je veoma slozeno i specificno zbog velikih dubina, visokih talasa, skupih istraiivanja, velikog odnosa horizontalnih i vertikalnih sila, ceste promjene sila - posebno horizontalnih, nepripremljenog tla za postavljanje gotove konstrukcije, problema erozije, potrebe brzog rada u svim fazama realizacije stalnog i strogog osmatranja ponasanja konstrukcije, itd.

    Zbog moguCih veoma ozbiljnih posljedica pri eventualnoj nesreci zahtijeva se cijelo vrijeme veoma pazljiva kontrola ponasallja platforme u svim fazama realizacije. Radi opsteg uvida u konstrukciju i temelje platforme i njenog obima osmatranja dat je na slici 40.6. njen sematski prikaz realiziranja u Norveskoj.

    598 Temeljenje

    '-----~~~

    1

    40. Savremelle metode izrade podzeml1ih kOllsfrukcija

    50 100m

    ,[email protected]

    ,[email protected]

    SI.40.6. lnstrumentacija temelja naflne platforme za duia osmatranja: pUma i oseka (JJ, inklinometar (2), /lapon! (3), akceleratori (4), trel\je, zemljani pritisak i porni pritisak (5), dugogodinja sIUegw\;a (6). brzi11a vjerra (7), vis ina valova (8), pritisak tla na bazu (9), pritisak vode ispod baze (10), zemljani pritisak i porn! pritisak na obodu ( 11). porni prilisak (12). 11ivo balasta vode iii ulja (J 3), kesoni ( 14), ball/sl pijcska ( 15), toral~j ( 16), (Hjeldnes, 1992).

    ----------------------------~~~e/-I1~elj~e~,y~e-------------------------599

  • 41. Podzemni cjevovodi

    41. PODZEMNI CJEVOVODI

    Podzemni i ukopani inzenjerski objekti kao sto su tuneli, podzemni cjevovodi. podzemne hidroelektrane, ukopani rezervoari, podzernna skladista itd. izucavaju se i proracunavaju u posebnim inzenjerskim disciplinama. Ovdje ce se obraditi sarno proracun plitkih i duboko ukopanih cjevovoda, ukljucujuci i provjeru njihove seizmicke stabilnosti.

    41.1. PRITISAK NA PODZEMNE CJEVOVODE

    Pritisak na podzemne cjevovode zavisi od: (i) mehanickih osobina tta, (ii) smne i dubine iskopanog rova, (iii) nacina oslanjanja cijevi na podlogu, (iv) zbijenosti materijala kojim se vrsi zatrpavanje iznad cjevovoda; kao i 0 (v) dubini ukopavanja.

    Sirina iskopanog rova je po pravilu uvijek veca od promjera cijevi. Cesta je pojava da se kao ukupno opterecenje na cjevovod uzima sarno teZina t1a sa sirinom koja odgovara promjeru cijevi. Medutim, ako tIo pored i iznad cijevi ima manju zbijenost od one koju je imalo prije iskopa, sto je najcesce siucaj, onda dolazi do kretanja mase nasipa po granicama iskopa, radi cega treba uzeti ovo povecano opterecenje na cijevi.

    o

    1 hi

    H i -.l 1% iT

    @ b

    @

    15r-r"1"'''''1'''''.,....,~....,.'Jbr...,

    14 13 t---'+-~.-~""f~ 12t---"+~r~~~~mH-~ 11 10 i-t-+'"""'I-f~ 9~+~~~~~-i

    H 8~+4-r~~~~~ 1)7

    6 5 4 3 t-t-'1-hli"'+"""'~"-'~''''''i 2 f-+-L...jpi--f-+-J--i-+-i 1 ~-

  • XIII Specijicne me/ode /emeljenja

    Proracun pritisaka tla na cjevovode u zavisnosti od sirine i dubine iskopa moze se provesti prema slici 41.1.

    1z uslova ravnoteze prema slici 41.1. dobije se: W

    W +dW +2KA -tg8dh =W +ybdh. (41.1.) b

    gdjeje: ) (41.2.) 2KA tg8 cx= . b

    Za 8 = ({J date su vrijednosti Cd u ovisnosti od odnosa Hlb (SI.41.1.-b), pri cemu krive 1-4 odgovaraju:

    1. K A tg 0 = 0,192 - minimum za pijeske, 2. K A tgo = 0,165 - maksimum za pijeske, 3. KA tgo=0,13-minimumzaglinu,

    4. K A tgo = 0,11- maksimum za glinu. Ukoliko je materijal sa strana cijevi dobro nabijen, moze se umjesto sirine

    (b) uzeti promjer cijevi (2r), te je opterecenje:

    W = y(2r Y Cd . (41.3.) Da bi cijev sa potrebnim koeficijentom sigurnosti (Ks) mogla preuzeti ovo

    opterecenje, mora dopustena nosivost ((j dop)' koja se dobije laboratorijskim

    ispitivanjem, biti:

    @ @ @ @

    ~ ~ ;J Lf= 1.8

    I "+.

    + 2r

    !q b -I ~ ~ !- b

    S1.41.2. Koejicijenti oslanjanja, za razliCite slucajeve nalijegm~ja: na podmetacu (aJ, na tlu (b), unutar tia (c),u nabijenom pijesku (d), na betol1skoj podiozi (e).

    602 Temeljenje

    41. Podzemni cjevovodi

    WK (j dop = -L S , (41.4.) . f

    gdje je: Ks - koeficijent sigurnosti, koji se uzima da je veti od J ,5; . Lt - koeficijent ovisan 0 nacinu oslanjanja, koj i je dat na slici 41.2.

    41.2. SEIZMICKI BRDSKI PRITISAK NA PODZEMNE I UKOPANE OBJEKTE

    Nacrtom Pravilnika (Savezni zavod za standardizaciju, 1987) predviden je nacin proracuna stabilnosti podzemnih i ukopanih inzenjerskih objekata, u koje se mogu ukljuciti i podzemni cjevovodi. Pored seizmickih inercijalnih sila od vlastite tezine objekta, uzima se u obzir i seizmi~ki brdski, (prirodni-geoloski) pritisak geoloske sredine, u kojoj je ukopan objekat.

    . Opeenito, seizmicki brdski pritisak na ukopane objekte moze biti: 1) seizmicki pritisak, koji nastaje usljed seizmickih inercijalnih sila u tlu iii

    masivu; 2) seizmicki pritisak, koji nastaje usljed rasprostiranja longitudinainih seizmickih

    talasa u tlu iii masivu, koji su okomiti na uzduznu osovinu objekta, odnosno cjevovoda.

    Seizmicki brdski pritisak na konstrukciju podzemnih objekata (tunelska obloga, cjevovodi i sl.), koji nastaju usljed seizmickih inercijalnih sila u tiu iIi masivu odreduje se prema izrazima:

    a) Vertikalni seizmicki brdski pritisak:

    P = K lfIq y s y" gdjeje:

    Ks=Xmax11lv (tabela 39.4. i 39.5.) - koeficijent seizmickog intenziteta; qy - vertikalni brdski pritisak, odreden bez seizmickih uticaja; 'If - koeficijent redukcije \If=0,80, tabela (39.5.).

    b) Horizontalni seizmicki brdski pritisak:

    p x = K.\ 'lfI . qx

    (41.5.)

    (41.6.)

    Seizmicki brdski (prirodni) pritisak (Pr) na konstrukciju podzemnih objekata krufuog poprecllog presjeka, koji nastaje usljed rasprostiranja longitudinainih seizmickih talasa u tlu iii masivu, poprecno na POdUZllU osu objekta, a koji djeluje normalno (radijalno) na povrsinu ohjekta, racuna se prema izrazima:

    ----------------------" ................ _._---Temeiiellje 603

  • XJJI Spec!ficne me/ode temeije'1ia

    p, = ~[(1- ~BJ )+-2B, -~B, }OS2a 1 (41.7.) (j=+ lfI K r v T - 2n s z l S' (lfl = 0,80), (41.8.)

    gdjeje: pr (kPa) - radijalni seizmicki brdski pritisak na podzemni (ukopani) objekat

    krufuog poprecl1og presjeka (tabela 41.3.); cr (kPa) - 110rmalni seizmicki napon u brdskom rnasivu (pritisak iIi zatezanje)

    usljed rasprostiranja seizmickih talasa poprecno na produinu osu objekta (tabela 41.1.);

    r z (kg/m3) - zapreminska masa brdskog tia iIi masiva; Vj (m/s) - brzina rasprostiranja longitudinalnih (poduznih) seizmickih talasa

    (tabela 41.1.); Ts (s) - predominantni period seizmickih osciIacija tla (prema tabeli 39.6.); a (0) - polama (uglovna) koordinata; Bj, B2 i B3 - bezdimenzionalni koeficijent cije vrijednosti zavise od krutosti

    krufuog prstena (tunelska obloga, cjevovod i s1.) i od Poasonovog koeficijenta (v) (tabela 41.2.).

    U tabeli 41.1. date su vrijednosti normalnog seizmickog napona u brdskom masivu (0), za projektnu seizmicnost IX stepena MKS skale (Ks=O,40/2,O=O,20), koeficijent redukcije \jI=O,80 i predominantne peri ode seizmickog oscilovanja tla Tsl=O,35s; Tl=o,55s; TSIlI=O,85s.

    Brzina rasprostiranja longitudinalnih talasa i norma/nih seizmickih napona u flu ili masivu.

    VrsW: i.kJIi-akleristike brdskog , tlaiii masiva

    25

    22

    20

    18

    3000 do 5000

    1600 do 2500

    400 do 1600

    200 do 400

    604 TemeJjenje

    670 do 1120

    320 do 480

    110 do 450

    80 do 160

    41. Podzemni cjevovodi

    Vrijednost koeficijenata B I , B2 i B3 zavisi od krutosti konstrukcije podzemnog objekta i od Poasonovog koeficijenta (v).

    Podzemne (ukopane) konstrukcije tipa armirano-betonskih cjevovoda i hidrotehnickih tunela tretiraju se kao kruti prsten u odnosu na geoiosku sredinu u koju su ukopani.

    Podzemne konstrukcije tipa sobracajnih tunela i sahtova tretiraju se kao vitki (elasticni) prsten u odnosu na brdski masiv.

    Bezdimenzionalni koeficijenti Bj, B2 i B3 Tabela 41.2.

    ,'," v;:;0,40 ;zastjenovitipolusgenovit , , brdSkLmasiv, v=(l, I 0711 oi)iCl18 tIll (naSipij

    , Koeficijent "", '"",," Vitiik J\psol~tn0 knl!, (elaStican)

    prsten 'pisten '

    0,8572 0,7823 -1,0769 4,4752 1,0769 5.9048

    Ajlsolutno kiUr , prsten, , ,

    1,6364 0,7586 0,7586

    Podzemni objekti prema ukopanosti mogu biti:

    > plitko ukoprun objekti ( ;: ,; 3 ):

    > duboko ukoprun objekti (;: > 3 }

    gdjeje:

    , Vitale', (eiaStiOilli) , Pl'Sten

    -1,3708 1,9100

    1,9500

    110 - dubina podufue ose objekta u odnosu na kotu terena; Ro - unutrasnji radijus poprecnog presjeka cjevovoda.

    (41.9.)

    Kod podzemnih objekata, kao sto su saobracajni tuneli, galerije i sahtovi, koji najcesce nemaju krufui poprecni presjek, za Ro se uzima radijus opisanog kruga oko poprecnog presjeka objekta.

    Vrijednosti odnosa intenziteta seizmickog brdskog pritiska (Pr) i normalnog seizmickog napona u brdskom masivu (0) (odnos p/cr) za kruzni poprecni presjek podzemne gradevine (tunelske obloge), a za slucaj kada je HoIRo>3, date suu tabeli 41.3 .Ovaj odnos moze se dobiti iz izraza Gedn. 41_ 7.):

    ~ = a(l-~B,)+ -2B, -%B, }OS2a l (4LIO.) Temeljenje 605

  • XlII Specijiclle me/ode temeljellja

    Radi ilustracije dati su na bazi tabele 41.3. dijagrami intenziteta radijalnog pritiska (Pr) za kruzni profiJ duboko i plitko ukopanih objekata u tlo, odnosno stijenski masiv.

    Odnosi intenzileta seizmickog brdskog pritiska i nomlalnog seizmickog napona u tlu i masivu

    Tabela413 .. 1',-< bubokoukopitni objelcti (HoIRo>3) ",

    a O " I" ":, Krut

    I',,'.

    "-',. prsten ,

    ",'" .. , .. pia

    '>0",',: 1,48 30 1,10

    45.0

    .',." 0,71

    160" 0,33 900 >; -0,05

    v=(lAO Elastican

    prsten p,la 1,15

    0,92 0,70 0,47 0,24

    @

    ID

    "'j ~,