1

PLITVO TEMELJENJE Plitvo temeljenje je izvedljivo, e sta izpolnjena pogoja: dopdej qq <

dopidejiuu <

Pogoja veljata tudi v primeru, e temeljna tla pod objektom na kakrenkoli nain izboljamo. V nasprotnem primeru, moramo objekt temeljiti globoko.

1.0 Najmanja globina temeljenja

Zmrzovanje temeljnih tal

na podlagi veletnih meteorolokih opazovanj na podlagi izkuenj priporoila: z = zmin + 10 do 20 cm

e je nadmorska viina manja od 500 m: sredozemska klima: zmin = 40 cm kontinentalna klima: zmin = 80 cm v gorskem svetu: neodvisno od klime: zmin = 80 do 120 cm

olajave (pri manj pomembnih objektih): na skali: brez ukopavanja, e ni dotoka vode v nekoherentnih tleh: do 20%, e je talna voda

pod dnom temelja

2

v koherentnih tleh: do 20%, e je nivo talne vode niji za ve kot 2 m pod dnom temelja

Osuevanje temeljnih tal

Nevarnost obstoji pri tleh, ki sestoje ob povrju iz glin (CL, CI, CH) ali organskih meljih (OL, OI, OH). Zaradi osuevanja se spremeni prostorninska tea zemljine. Globino razsuevanja doloimo po krajevnih izkunjah ali s posebnimi terenskimi in laboratorijskimi preiskavami.

Do izsuevanja tal lahko pride tudi zaradi tehnolokih procesov pri industrijskih objektih.

Nevarnost izpiranja temeljnih tal

Nevarnost pri drobnih sipkih zemljinah, e je nivo talne vode blizu dna temeljev. Raziskati je treba zrnavost in kritine gradiente.

Nevarnost izluevanja in razpadanja tal zaradi vpliva talne vode (odpadne vode)

2.0 Kontaktni tlaki ob dnu temeljev Temelje dimenzioniramo na notranje sile in momente, ki jih povzroata obteba objekta in kontaktni (reaktivni) tlaki temeljnih tal.

3

e bi bili temelji gibki, bi bila razporeditev kontaktnih tlakov enaka razporeditvi obtebe, s katero objekt obremenjuje temelj. Togost (manja ali veja) temeljev vpliva na razpored kontaktnih tlakov na taken nain, da so po eni strani kontaktni tlaki v ravnovesju z obremenitvijo temelja in po drugi strani, da so upogibki temeljev kompatibilni s posedki temeljnih tal. Kontaktni tlaki so tako odvisni: od stopnje togosti objekta, od stopnje togosti temelja in od deformabilnosti temeljnih tal.

3.0 Modeli tal Ker lahko deformacije (upogibke) temeljev, ki so veinoma betonski oz. armirano-betonski, dovolj natanno izraunamo, je natannost izrauna kontaktnih tlakov odvisna predvsem od natannosti izrauna posedkov temeljnih tal. Ta pa zavisi od izbranega modela s katerim opiemo ponaanje temeljnih tal. Temeljna tla sestoje iz razlino debelih plasti (zemljin in/ali hribin), ki se med seboj razlikujejo po prepustnosti, deformabilnosti in trdnosti. Posamezna plast se pod razlino veliko obtebo lahko ponaa elastino, plastino ali pa elasto-plastino. Kompleksne nelinearne reoloke sovisnosti

4

lahko upotevamo pri izraunu kontaktnih tlakov le s postopnimi numerinimi metodami (n.pr. MKE), e za manje izspremembe napetostnih stan (stopnjevanje obremenitve temeljnih tal) sicer nelinearne odnose med napetostmi in deformacijami lineariziramo. V vsakodnevni inenirski praksi se veinoma posluujemo bolj enostavnih (priblinih) metod, kjer temeljna tla (posamezno plast temeljnih tal) obravnavamo kot elastino izotropen medij s konstantno vrednostjo Joungovega elastinega modula E in Poissonovega tevila , ali pa celo kot tako imenovan Winklerjev polprostor, ki ga opiemo z modulom reakcije tal k (kN/m3). 3.1 Elastino izotropen polprostor Ealstini modul in Poisonovo tevilo dobimo za zemljino (hribino) s pomojo terenskih raziskav (presiometer) ali s pomojo laboratorijskih raziskav (triosne preiskave). Obiajno s preizkusi doloimo kompresijski modul K in strini modul G, elastini modul in Poissonovo tevilo pa izraunamo po znanih enabah mehanike.

v

K

+=

32 ,3

,1

5

v

G =

1

,3

,1

3

in

GKKGE += 3

9

GKGK

2623

+=

Da bi loili deformacijske parametre temeljnih tal od deformacijskih parametrov temelja, bomo elastini modul in Poissonovo tevilo tal oznaili z indeksom (s ... soil). Nekaj izkustvenih vrednosti elastinih modulov (velikostni red) za razline vrste zemljin je podanih v spodnji preglednici.

Vrsta tal ( )2mNkEs ote 100 400 Org. gline 500 3000 idke gline 200 1000 Lahko gnetene gline 1500 3000 Srednje gnetene gline 2000 5000 Teko gnetene gline 3000 6000 Poltrdne gline 6000 50000 Trdne gline 8000 50000 Melji 3000 8000

6

Vrsta tal ( )2mNkEs Puhlica 4000 8000 Rahel pesek zaobljen 40000 80000 Rahel pesek ostrorob 50000 100000 Srednje gost pesek zaobljen 80000 160000 Srednje gost pesek ostrorob 100000 200000Gramoz 100000 - 200000 3.2 Winklerjev model Ta model temelji na takoimenovanemu modulu reakcije tal k. Po definiciji je modul reakcije tal enak koliniku med obremenitvijo in posedkom tal:

)()/()/(

23

mmkNpmkNk =

Fizikalno lahko tolmaimo modul reakcije tal kot konstanto vzmeti. e obravnavamo temeljna tla kot Winklerjev polprostor, to pomeni, da opiemo ponaanje temeljnih tal s ponaanjem neskonno velikega tevila, razlino monih vzmeti, ki podpirajo temeljni nosilec. e posamezne vzmeti med seboj niso povezane (kar je najbolj pogost primer pri uporabi tega modela) je posedek doloene toke povrja polprostora

7

(temeljnih tal) odvisen samo od obremenitve v tej toki in se deformira za toliko, kot se skri vzmet pod to toko. Taken opis obnaanja temeljnih tal je dale od realnosti. Temeljni nosilec na elastini podlagi (Winklerjev polprostor). Modul reakcije tal ni takna karakteristika tal, ki bi jo lahko neposredno doloili bodosi s terenskimi, bodisi z laboratorijskimi preizkusi. Pribline vrednosti modula reakcije tal bi lahko dobili, e bi n.pr. iz krivulje stisljivosti )( , = , ki jo dobimo pri edometrskemu preizkusu stisljivosti, izvrednotili kolinike med ustreznimi normalnimi napetostmi in posedki edometrskega vzorka. Takoj je razvidno, da so ti koliniki (''modul reakcije tal'') odvisni od vrste zemljine (tudi njene konsistence) in tudi od velikosti

8

vertikalne napetosti v vzorku oziroma obremenitve vzorka. Po drugi strani pa vemo, da je posedek nekega temelja pri enako veliko obtebi, ki obremenjujejo enaka temeljna tla (debelina, prepustnost, deformabilnost in trdnost) odvisen tudi od njegovih tlorisnih dimenzij in oblike (pravokotna tlorisna oblika, krona tlorisna oblika, ...). im veja bo povrina temelja, pri enaki obremenitvi enakih temeljnih tal), tem veji bodo posedki temeljnih tal. Iz navedenega sledi, da bi morali modul reakcije tal doloiti za vsak temelj posebej glede:

na vrsto temeljnih tal, na velikost obremenitve in na obliko in velikost bremenske ploskve,

Podobno kot smo podali nekaj izkustvenih vrednosti elastinih modulov za razline vrste zemljin, je mono v literaturi tudi najti takne izkustvene vrednosti za module reakcije tal za razline vrste zemljin. V spodnji preglednici podajamo podatke Terzaghija, ki pa veljajo za bremensko ploskev kvadratine oblike, dimenzij 30 x 30 cm (k v kN/m3).

Peene zemljine Rahle Sredje goste

Zelo goste

Suh ali vlaen pesek 13000 42000 160000 Pesek pod vodo 8000 26000 96000

9

Gline teko gnetne

poltrdne trdne

( )2mNkqu 100 - 200 200 - 400 > 4000 k (kN/m3) 24000 48000 96000

Za pravokotne temelje dimenzij BA , lahko po Terzaghiju izraunamo modul reakcije tal po enabi:

BAB

BAkk

+= ,2

2

1

Modul reakcije tal lahko doloimo tudi tako, da za konkretne podatke (oblika in velikost bremenske ploskve, debelina in deformabilnost plasti temeljnih tal) izraunamo posedek temeljnih tal . Modul reakcije tal je potem enak:

qk =

Kako se raunajo posedki tal pod razlinimi bremenskimi ploskvami smo se uili pri predmetu Mehanika tal. Za pravokotne bremenske ploskve smo navedli reitev Steinbrennerja. V tem primeru je posedek tal odvisen od obtebe (q), irine ploskve (b), elastinega modula tal in parametra f, ki je odvisen od razmerja doline in irine bremenske ploskve (a/b) in Poissonovega tevila () ter debeline sloja (z). Za

10

pravokotni temelj dimenzij 2a x 2b (2a ... dolina, 2b ... irina temelja), bi po Steinbrennerju izraunali v centru temelja posedek povrja tal () kot skrek (s) sloja debeline z v velikosti:

)()0( zuzus zz ===

( ){} 4arctan)21()1(

2

)()(ln

)()(ln1 2

xABabz

CabBDab

CbaADba

Eq

ss

ss

++

+

+

++++=

222222222 ,,, baDzbaCzbBzaA +=++=+=+=

( )ss b

zbaf

Eqbx ,,4=

Zgoraj navede enabe veljajo za gibke obtebe. Povpreno vrednost posedka bi dobili v ''karakteristini toki''.

( )sii

ii

ii

s bz

bafb

Eq ,,4

1=

=

Za posedek ''karakteristine toke'' temelja kvadratine tlorisne oblike (a x a) je podal Schleicher:

11

( )s

s Eaq2195,0 =

Modul reakcije tal, bi za temelj kvadratine tlorisne oblike lahko izraunali po enabi:

( ) aEqk ss 2195,0 == V literaturi se pogosto navaja enaba:

aEk s82,0

=

ki pa velja za 3,0=s in upotevanje debeline stisljivih tal v velikosti z = 6 a. Na podoben nain lahko doloimo modul reakcije tal tudi za krono bremensko ploskev.

)()0( zuzu zz ==

{ [ ] } 22 coscos)21()1(2sin1)1(2 += sssssErq

pomeni kot, ki ga oklepata viina tvorilka stoca, ki ima vrh v globini z, osnovno ploskev - krono bremensko ploskev pa na povrju temeljnih tal.

12

Schleicher je podal reitev tudi za posedek ''karakteristine toke'' krone bremenske ploskve.

( )s

s Erq2189,0 = ( )

ss E

rq2158,1 =

e upotevamo debelino stisljivih tal v velikosti z = 6 r in vrednost Poissonovega tevila = 0.3, izraunamo posedek temeljnih tal in modul reakcije tal k po enabah:

sErq4,1=

rEqk s4,1

==

Karakteristina toka za pravokotni in kroni temelj

13

V splonem lahko zapiemo, da je posedek ''karakteristine'' toke bremenske ploskve kvadratine oblike enak:

)1(, 2

s

ss

s vEC

Caq

== in modul reakcije tal:

aCk s=

Sovinc (1955) je podal kolinike ik za izraun posedkov povrja izven bremenske ploskve kvadratine oblike c x c. Rezultate podaja v tlorisni projekciji polprostora za obmoje kvadratne mree 11c x 11c; obremenjeni kvadrat (k) je v srediu te mree. Posedek v centru izbranega kvadrata (i) izraunamo po enabi:

skiki C

cq =

Koeficienti ik so podani za kvadratne mree 11c x 11c v preglednici I.

14

Preglednica I:

c c c c c c

c 0,950 0,380 0,180 0,115 0,083 0,068 c

c 0,380 0,295 0,165 0,100 0,073 0,062

c 0,180 0,165 0,114 0,095 0,070 0,060

c 0,115 0,100 0,095 0,072 0,068 0,055 5c

c 0,083 0,073 0,070 0,068 0,059 0,050

c 0,068 0,062 0,060 0,055 0,050 0,040

c 5c

4.0 VRSTE TEMELJEV IN NJIHOVO DIMENZIONIRANJE 4.1 Posamini ali tokovni temelji Namen: za prenos obtebe posameznih stebrov na temeljna tla. Tlorisne oblike: kvadrat, pravokotnik, mnogokotnik ali krog (A / B < 2). Material: beton, armirani beton, zidani iz lomljenega kamna v apneni ali cementni malti.

15

Raziritev temeljne ploskve:

bh=tan

16

Pri tokovnih temeljih predpostavimo, da se vpliv obtebe od vrha proti dnu temelja raznaa pod kotom . Za betonske temelje je 45o, za zidane temelje iz kamna pa 30o.

= 90o -

Betonski temelji:

pfb

hkb

120tan >=

0.2tan0.1

17

Zidani temelji iz kamna v cementni malti:

pfb

hkb

120tan >= ( )101000010 22 MBmNkmmNf kb ==

za lomljen kamen: 5.1tan = za obdelan kamen: 0.1tan =

Zidani temelji iz kamna v apneni malti:

tan = 2

Zaradi razmeroma velikih viin in majhnih tlorisnih dimenzij smatramo tokovne temelje zgrajene iz betona ali iz kamnitega materiala kot absolutno toge (trme):

4,0>K

Absolutno togost temelja izraunamo po enabah:

3

12

=Ah

EEK

s

b ali 3

12

=Dh

EEK

s

b

h ... viina temelja A ... dalja stranica pri pravokotnem temelju D ... premer kronega temelja

18

e so posamezni temelji absolutno togi in e so manjih dimenzij od 4 m, se lahko privzame linearna razporeditev kontaktnih tlakov:

y

y

x

x

y

y

x

x

weQ

weQ

FQ

wM

wM

FQp ==minmax,

Q ... Vertikalna centina sila M ... Moment F ... prerez temelja w ... odpornostni momement temelja e ... ekscentinost vertikalne sile Za temelje pravokotne tlorisne oblike (A x B):

BAeQ

BAQp x2minmax,

6=

19

e pade sila Q izven jedra prereza, so na nasprotnem robu prereza (gledano na os prereza in silo Q) kontaktni tlaki (pmin) negativnega predznaka (nateg ... po definiciji v geotehniki). V tem primeru izloimo natezne kontaktne tlake, na ta raun pa poveamo (ravnovesni pogoji) na drugem robu (tlane) kontaktne tlake po enabi:

BcQpx3

2max =

Minimalna oddaljenost sile Q od roba prereza (cx) mora biti veja od 20% doline A. To pomeni, da je dopustna najveja ekscentrinost 30% doline A.

20

V primeru armirano-betonskih temeljev, e tudi so manjih dimenzij od 4 m, supozicija o linearni razporeditvi kontaktnih tlakov ni upraviena. Vpliv absolutne togosti temelja (K) na razporeditev kontaktnih tlakov (p), posedkov temeljnih tal in temelja () in upogibnih momentov (M) je prikazan na naslednji strani za centrino obremenjen pravokotni temelj z razmerjem stranic 6=BA z razlino absolutno togostjo K = , 0.2431, 0.0729 in 0.0243. Podobne rezultate bi dobili tudi za drugana razmerja stranic BA . V praksi tudi za armirano-betonske temelje (e so njihove dimenzije manje od 4 m) raunamo z linearno razporeditvijo kontaktnih tlakov. V tem primeru korigiramo izraunane upogibne momente M0, izraunane za linearno razporeditev kontaktnih tlakov, glede na absolutno togost temelja.

4,0K

0MxM = Koeficient je odvisen od razmerja stranic BA :

21 22

Dimenzioniranje betonskih temeljev ali zidanih kamnitih temeljev: Izraunati moramo takno velikost temeljne ploskve, da kontaktni tlaki ne bodo presegli dopustne obtebe temeljnih tal.

bz GGQQ ++=

prerez 1-1: ba

Qp =1 ,

prerez 2-2: doptalBAQp =2

23

Dimenzioniranje armirano-betonskih temeljev: Poleg velikosti temeljne ploskve (da kontaktni tlaki ne bodo presegli dopustne obtebe temeljnih tal) je treba izraunati e upogibne momente, prene sile in potrebno armaturo v temelju.

bz GGQQ ++=

doptalBAQp =

bxbzxzx xGxGxpM =2

2

xbxzx GGxpT =

24

Pri enostransko razirjenih pravokotnih temeljih (n.pr.: prizidek) je treba poleg vsega natetega, preveriti e statino kontrolo prereza 1-1:

bz GGQQ ++=

6Ae

BAeQ

BAQp 2minmax,

6 =

6Ae

BcQp

32

max=

eAc =2

25

Izpolnitev pogoja:

doptalp

27

Obteba: v vzdolni smeri so obremenjeni z linijsko obtebo, za katero suponiramo da je konstantna. Raunamo jih na tekoi dolinski meter. Togost pasovnih temeljev: ker ima vertikalni prerez zidu velik vztrajnostni moment v primerjavi z vztrajnostnim momentov vertikalnega prereza pasovnega temelja, so pasovni temelji v vzdolni smeri togi. Material: beton, armirani beton, zidani iz lomljenega kamna v apneni ali cementni malti. Pri pasovnih temeljih je potrebno doloiti irino temelja tako, da so kontaktni tlaki manji od dopustne obtebe temeljnih tal. Za preno smer pasovnega temelja veljajo enake zahteve kot pri tokovnih temeljih (kot , razporeditev kontaktnih tlakov v preni smeri in korekcija momentov za armirano-betonske pasovne temelje). e je absolutna togost pasovnega armirano-betonskega temelja v preni smeri:

4,0K 010.1 MxM =

28

4.3 Temeljni nosilci Namen: za prenos obtebe stebrov in zidov na temeljna tla. Tlorisne oblike:

Obteba: temeljni nosilci so obremenjeni v vzdolni smeri z linijsko obtebo (tea zidu), s tokovnimi silami in upogibnimi momenti (obtebe stebrov). Material: armirani beton.

29

Togost temeljnih nosilcev: lahko so razlino togi (do absolutno togih). V preni smeri, e so irine temeljnih nosilcev manje od 4 m in e velja, da je dolina temeljnega nosilca veja od dvakratne irine nosilca, lahko privzamemo, linearno razporeditev kontaktnih tlakov. V preni smeri moramo doloiti irino nosilca v skladu z zahtevami tokovnih ali pasovnih temeljev in jih po potrebi armiramo. Ker je glavna obteba temeljnih nosilcev v vzdolni smeri, se v tej smeri tudi dimenzionirajo in armirajo. Pri dimenzioniranju temeljnih nosilcev moramo poznati razporeditev kontaktnih tlakov v vzdolni smeri. Raun kontaktnih tlakov izvedemo naeloma za 4 razline sluaje, ki se med seboj razlikujejo po razmerju deformacij oziroma togosti konstrukcije, temelja in temeljnih tal. (a) Deformacije konstrukcije in temelja (K < 0.4) so enakega velikostnega reda kot so deformacije temeljnih tal. Na notranje statine koliine konstrukcije vplivajo posedki temelja oz. temeljnih tal. V proraunu kontaktnih tlakov se vzame objekt kot celoto ali pa se

30

izvede raun kontaktnih tlakov iterativno tako, da se izenaujejo premiki podpor gornje konstrukcije in temelja. (b) Deformacije gornje konstrukcije so zanemarljive v primerjavi z deformacijami temelja. Deformacije temelja in temeljnih tal so enakega velikostnega reda (K < 0.4). Raun kontaktnih tlakov izvedemo po modelu za deformabilni temeljni nosilec s togo zgornjo konstrukcijo. (c) Deformacije gornje konstrukcije so bistveno veje v primerjavi z deformacijami temelja.

31

(c1) Deformacije temelja in temeljnih tal so enakega velikostnega reda (K < 0.4). Raun kontaktnih tlakov izvedemo po modelu za deformabilni temeljni nosilec s statino doloeno zgornjo konstrukcijo. (c2) Temeljni nosilec je absolutno tog napram temeljnim tlem (K > 0.4). Raun kontaktnih tlakov izvedemo po modelu, ki velja za absolutno tog nosilec. (d) Deformacije konstrukcije in temelja so enakega velikostnega reda in zanemarljive v primerjavi z deformacijami temeljnih tal (K > 0.4). Raun kontaktnih tlakov izvedemo po modelu, ki velja za absolutno tog nosilec.

32

4.3.1 Deformabilni temeljni nosilci s statino doloeno zgornjo konstrukcijo Zgornja konstrukcija, ki jo nosi temeljni nosilec je statino doloena in obremenjuje temelj v tokah ( )nk = K1 s silami kP in kM . Temeljni nosilec razdelimo na n elementov k z dolino lk. Povpreno vrednost kontaktnega tlaka oznaimo s pk. Nosilec statino obravnavamo kot prostolee nosilec podprt v dveh tokah (n.pr.: 1' in n').