program armirano tlo

Predmet:Ojačanje tla i stijena Program br.1.

Emir Muftić 1

Sadržaj

1.0 VARIJANTA 1 – zid od armiranog tla ............................................................................................................. 2

1.2 Usvojene karakteristike tla ...................................................................................................................... 2

1.2 Vanjska stabilnost .................................................................................................................................... 3

1.2.1 Proračun pritisaka tla ........................................................................................................................ 3

1.2.2 Usvajanje dužine traka ...................................................................................................................... 4

1.2.3 Dokaz sigurnosti napona ispod zida .................................................................................................. 5

1.2.4. Dokaz globalne stabilnosti ............................................................................................................... 6

1.3. Unutrašnja stabilnost ............................................................................................................................. 6

1.3.1. Proračun maksimalne sile zatezanja u elementima ojačanja ........................................................... 6

1.3.2 Izbor tipa HDPE mreže ....................................................................................................................... 7

1.3.3 Dokaz sigurnosti protiv izvlačenja ..................................................................................................... 8

1.3.4 Unutrašnja stabilnost za seizmičko opterečenje ............................................................................... 9

1.3 Proračun u Plaxis- ................................................................................................................................... 10

2.0 VARIJANTA 2 – rješenje fleksibilne potporne konstrukcije pomoču .......................................................... 17

štapnih sidra (čavli) .......................................................................................................................................... 17

2.1 Preliminarni proračun dužine čavala ...................................................................................................... 18

2.1.1 Proračun dužine sidra ...................................................................................................................... 18

2.1.2. Maksimalna sila zatezanja u sidru .................................................................................................. 21

2.2 Konstrukcija obloge ................................................................................................................................ 22

2.2.1 Dimenzioniranje na savijanje .......................................................................................................... 23

2.2.2 Dokaz sigurnosti protiv probijanja obloga........................................................................................... 26

2.3 Dokaz sigurnosti protiv sloma ankera usljed zatezanja .......................................................................... 28

2.5 Proračun u Plaxis-u ................................................................................................................................. 29

3.0 Poređenje varijanti rješenja ....................................................................................................................... 37


Emir Muftić 2

1.0 VARIJANTA 1 – zid od armiranog tla

1.2 Usvojene karakteristike tla

Podaci o geotehničkim karakteristikama tla ( gline ) dobiveni su na osnovu broja udraca SPT testa I usvojene vrijednosti indexa plastičnosti na osnovu formule:

2/oed aE p f N= ,

Ip - indeks plastičnosti, pa = 100kPa

Sloj 1 ( CL ): broj udaraca N=16, Ip=10%

Sloj 2 (CM): broj udaraca N=30, Ip=20%

U tabeli su prikazani usvojeni parametri tla:

Geotehnička sredina φ (°) c (kPa) ψ (°) E (MPa) ν ϒ (kN/m3)

1-CL 22 5 0 9,0 0,3 19

2-CM 28 15 0 11,0 0,3 20

3-Krečnjak 35 150 0 150 0,3 25


Emir Muftić 3

Za ispunu usvojen je materijal sljedećih karakteristika:

Geotehnička sredina

φ (°) c (kPa) ψ (°) E (MPa) ν ϒ (kN/m3)

Matrijal za ispunu

36 1 0 60 0,3 22

1.2 Vanjska stabilnost

1.2.1 Proračun pritisaka tla

Proračun pritisaka tla izvest će se prema karakteristikama tla sloja 2 ( CM ).

2 2a

28K tg (45 ) tg (45 ) 0,361

2 2

ϕ= − = − =

h 9ha a aH K 2 c K 20 9 0,361 2 5 0,361 58,97 kPa=σ = γ ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ =


Emir Muftić 4

1.2.2 Usvajanje dužine traka

Dužina tarka se usvaja iz uslova sigurnosti protiv klizanja.

Ukupna sila klizanja:

haa

H 58,97 9P 265,36kN / m

2 2

σ ⋅ ⋅= = =

Otpor klizanju:

W B H tg 9 22 tg28 105,27B= ⋅ ⋅ γ ⋅ ϕ = ⋅ ⋅ =

Uslov protiv klizanja:

aW 1,5 P 1,5 265,36 398,10= ⋅ = ⋅ =

105,27B=398,10 B=3,78m⇒

Preporučena širina zida: ( 0,5 – 0,7)H

Za zid visine od 9,0m predviđena ja približna dužina HDPE mreža za ojačanje

Usvojena dužina je 6,0m. Dokaz sigurnosti protiv prevrtanja se ne provodi jer nije vjerovatan ovakav gubitak stabilnosti zida.

0,6H 0,6 9,0 5,4m= ⋅ =


Emir Muftić 5

1.2.3 Dokaz sigurnosti napona ispod zida

Pa=265,36 kN/m

Ukupni moment savijanja u temeljoj spojnici:

M= 265,36·3=796,10 kNm/m

Ukupna normalna sila u temeljnoj spojnici:

V= g· H ·B=22 · 9 · 6,0 = 1188 kN

Ekscentritet u temeljnoj spojnici:

M 796,10 Be 0,67 1,00

V 1188 6= = = ≤ =

Napon u temeljnoj spojnici:

v

V 1188262,36 kPa

B 2 e 6 2 0,736σ = = =

− ⋅ − ⋅

Granična nosivost

0,5ult f c fq c N L Nγγ= +

28 25,80

16,72

= ° → ==

cN

Nγ

ϕ

215 25,80 0,5 6,0 20 16,72 1390,2 /= ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ =ultq kN m

, 2,5ulta

qq FS

FS= = → 21390,2

556,1 /2,5

= =aq kN m

2 2262,36 / ¨556,10 /= =≺v akN m q kN mσ → Uslov je zadovoljen.

Na strani sigurnosti nosivost je rađena samo za 2 sloj, gdje imamo lošije parametre tla od sloja krečnjaka koji se nalazi ispod.

≤ = ultv a

qq

FSσ


Emir Muftić 6

1.2.4. Dokaz globalne stabilnosti

Globalna stabilnost je provjerena u Plaxis-u.

1.3. Unutrašnja stabilnost

1.3.1. Proračun maksimalne sile zatezanja u elementima ojačanja

Preporuke za razmak elemenata ojačanja: ∆h=40 – 80 cm

Usvojen ramak ojačanja ∆h=50 cm

Potencijalna klizna ploha:

Sa dijagrama slijedi da je za HDPE mreže: rr a

a

K1,0 K K

K= ⇒ =

Koeficijent aktivnog pritiska za matrijal ispune:

isp2 2a

36K tg (45 ) tg (45 ) 0,259

2 2

ϕ= − = − =


Emir Muftić 7

Maksimalna sila zatezanja u elemntu ojačanja:

max rT z K h 22 8,5 0,259 0,5 24,22 kN / m= γ ⋅ ⋅ ⋅∆ = ⋅ ⋅ ⋅ =

U sljedećoj tabeli prikazani su vrijednosti sile zatezanja u savkom elemntu ojačnja:

broj ojačanja

z (m) Tmax

(kN/m) 1 0,5 1,4245

2 1 2,849

3 1,5 4,2735

4 2 5,698

5 2,5 7,1225

6 3 8,547

7 3,5 9,9715

8 4 11,396

9 4,5 12,8205

10 5 14,245

11 5,5 15,6695

12 6 17,094

13 6,5 18,5185

14 7 19,943

15 7,5 21,3675

16 8 22,792

17 8,5 24,2165

1.3.2 Izbor tipa HDPE mreže

U Umax

s SD SID C

F FT

F F F F= =

⋅ ⋅

gdje su: FSD – faktor sigurnosti koji obuhvata trajnost

FSID – faktor sigurnosti koji obuhvata oštečenje pri ugradnji

FSID – faktor sigurnosti koji obuhvata vremenske uticaje ( deformacija puzanja)

Ovi faktori sigurnosti obuhvačeni su globalnim faktorom sigurnosti FS=7,0

UU

F24,22 F 169,54 kN / m

7,0≤ ⇒ ≥

Usvojeno: HDPE mreže maxFU=170 kN/m


Emir Muftić 8

1.3.3 Dokaz sigurnosti protiv izvlačenja

*p C e

maxSPO

F z R L cT

F

⋅ γ ⋅ ⋅ ⋅α ⋅ ⋅≤

RC – faktor pokrivenosti i on za Geo mreže iznosi RC =1,0

C=2,0 za površinske elemente, elemente sa dvije strane

α=0,8 korekcijoni faktor za Geo mreže

Faktor otpora izvlačenju:

* 2 2F tg tg36 0,484

3 3= ϕ = =

Faktor sigurnosti protiv izvlačenja: FSPO=1,5

Pa je iz ove formule:

pmax p

max

p

0,485 22 z 1,0 0,8 2,0 LeT 11,35 z Le

1,5

TLe

11,35 z

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅≤ = ⋅ ⋅

≥⋅

broj ojačanja

z (m) Tmax

(kN/m) Le(m)

1 0,5 1,4245 0,251

2 1 2,849 0,251

3 1,5 4,2735 0,251

4 2 5,698 0,251

5 2,5 7,1225 0,251

6 3 8,547 0,251

7 3,5 9,9715 0,251

8 4 11,396 0,251

9 4,5 12,8205 0,251

10 5 14,245 0,251

11 5,5 15,6695 0,251

12 6 17,094 0,251

13 6,5 18,5185 0,251

14 7 19,943 0,250

15 7,5 21,3675 0,251

16 8 22,792 0,251

17 8,5 24,2165 0,251


Emir Muftić 9

maxe *

p c

1,5 TL 0,251 m 1,0 m

C F Z R

⋅≥ =

⋅ ⋅ γ ⋅ ⋅ ⋅α≺

Usvaja se: Le,min=1,0 m

pot

usv

xtg27

9,0

x 4,58m

L 4,58 1,0 5,58m

L 6,0m

=

== + =

=

Usvojena dužina dužina mreže L=6,0m za sve nivoe radi jednostavnosti izvođenja.

1.3.4 Unutrašnja stabilnost za seizmičko opterečenje

Dodatna sila zatezanja od seizmičkog opterečenja u svakom elementu ojačanja:

Keficijent ubrzanja tla prilikom potresa: A=0,1 (VII seizmička zona)

Koeficijent ubrzanja ispone zida u težištu klizne mase Wa:

Am=(1,45-A)·A=(1,45-0,1)·0,1=0,135

Sila inercije klizne mase ispod zida:

Ukupna sila zatezanja:

Ttot= Tmax,stat + Tmd =24,22 +3,60=27,82 kN/m

Statička komponenta I dinamička komponenta sile koju prima geo mreža:

maxrst

T RF 24,22 7S 141,28 kN / m

1,2

⋅ ⋅= = =Φ

max SID SDrdin

T F F 3,6 1,5 1,5S 6,75 kN / m

1,2

⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =Φ

Φ =1,2 faktor kombinacije opterečenja

Tult= Srst+ Srdin=141,28 + 6,75 =148,10 kN/m ≤ FU=170 kN/m

imd

PT

n=

i m a

4,58 9P A W 0,135 22 61,21 kN / m

2

⋅= ⋅ = ⋅ ⋅ =

imd

P 61,21T 3,60 kN / m

n 17= = =


Emir Muftić 10

1.3 Proračun u Plaxis-

Model u plexis-u:


Emir Muftić 11

Karakteristike tla i materijala

Sloj 1 - CL

Sloj 2 – CM

Krečnjak


Emir Muftić 12

Materijal ispune

Obloga HDPE mreže


Emir Muftić 13

Proračun date konstrukcije sastoji se od 12 faza. U prvoj fazi izračunavaju se naponi od sopstvene težine konstrukcije, gdje su početni naponi jednaki nuli, a naponi od vlastite težine konstrukcije su

uzeti preko koeficijenta weightM 1,0=∑ .

U drugoj fazi proračuna vrši se kompletan iskop i nakon ove faze pomijeranja se vračaju na nulto stanje jer se tlo modelira kao Mohr – Coulomb-ov model tla. Treća faza predstavlja proračun sa prvim ciklusom ugradnje HDPE mreža i ispunskog materijala, i tako sve do jedanaeste faze.

U jedanaestoj fazi proračuna uzimaju se jedan nivo HDPE mreža koje se nalaze na vertikalnom razmaku od 50 cm, dok se u svim ostalim fazama nalaze po dva nivoa mreža. Ukupan broj nivoa mreža je sedamnaest.Visina obloge iznosu 1,0 m a njena debljina je 10 cm.

U dvanaestoj fazi proračuna vrši se tzv. φ/c redukcija ikontroliše se globalna stabilnost zida, što je i prikazano na jednoj od slika sa globalnim faktorom sigurnost FS=1,6226 Faza 2.

Faza 3.


Emir Muftić 14

Faza 11.

Rzezultati dobiveni u Plaxis-u

Prikaz proračunskih faza armiranog zida


Emir Muftić 15

Horizontalna pomijeranja:

Horizontalno pomijeranje čela zida nakon završne faze maxux=3,73 cm < dopu=0,005H=4,5 cm

Maksimalna sila dobivena proračunom u Plaxis-u u četvrtom sidru gledajući od dna iskopa:

Tmax=20,32 kN/m

Tu=20,32 · 7,0 =142,24 kN/m ≤ FU=170 kN/m


Emir Muftić 16

Globalna stabilnost ( Faza 12 ):

FS=1,62 > minFS=1,50 – globalna stabilnost je zadovoljena


Emir Muftić 17

2.0 VARIJANTA 2 – rješenje fleksibilne potporne konstrukcije pomoču

štapnih sidra (čavli)

a) Geometrija zida

- H=9,0 m - Le >> H dužina zida je mnogo veća od visine tako da se može koristiti 2D proračun - α=0° nagib lica zida - β=0° nagib kosine iza zida b) Razmak čavala

Horizontalni i vertikalni razmak čavala su usvojeni isti i iznose = =H VS S 1,60 m

Raznak sidra se usvaja iz uslova da maksimalna površina koju prima jedno sidru ne bi smjela da bude veća od 4 m2 .

⋅ = ≺2 2

H VS S 2,56 m 4,0 m .

Usvojeni vertikalni razmak pri dnu i dnu 50 cm. Raspored čavala (sidara) je usvojen prema sljedećoj slici:

c) Nagib i dužina štapnih sidar

Preporučije se nagib čavala i= 10° - 20°. Usvojen nagib za sva štapna sidra 15°. Usvojena ista dužina čavala na svim nivoima. Preporučena dužina čavala 0,8H.

Čavao

SH=1,60 m

SV=1,60m

Drenažna traka

50cm

50cm


Emir Muftić 18

d) Materijal za čavle

Rebraste čelične šipke čija je granica razvlačenja fy=520 MPa

e) Prečnik bušotine

Usvojen prečnik bušotine DDH=150 mm f) Karakteristike tla

Karakteristke tla ostaju iste kao i u prvoj varijanti zadatka.

2.1 Preliminarni proračun dužine čavala

2.1.1 Proračun dužine sidra

Ovaj proračun zasniva se na empiriji i potrebno je koristiri parametre korekcije u odnosu na naš slučaj. Pri preliminarnom proračunu moramo uraditi neka pojadnostavljenja,odnosno uvesti određene pretpostavke kao što su:

• jedan sloj tla

• jedan nagib čavala pokretno

• bez nadopterečenja Za korištenje ovih izraza potrebno je izračunati normaliziranu čvrstoču između čavla i okolnog tla:

a DH

H V

q D

S S

⋅µ =γ ⋅ ⋅

Dopuštena nosivost čavla na izvlačenje:

ua

p

q 100q 50 KPa

FS 2= = =

qu=100 kPa - ultimna čvrstoča spoja

FSH=2,0 - faktor sigurnosti čavla na čupanje

Odavde je normalizirana čvrstoča na čupanje:

a DH

H V

q D 50 0,150,146

S S 20 1,6 1,6

⋅ ⋅µ = = =γ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅


Emir Muftić 19

Na osnovu α = 0°, β = 0°, µ=0,146 i φ = 28° sa diajgrama očitavamo vrijednost L/H:

Očitano sa dijagrama L/H=0,91.

Ovaj dijagam je napravljen za sljedeće uslove terene i geometriju:

- Prečnik bušotine DDH = 100mm - Normalizirana kohezija c* = 0,02 - Faktor sigurnosti FSG = 1,35 (privremene konstrukcije)

Zbog toga je potrebno vršiti korekciju očitanog odnosa L/H. Krekcija se vrši prema sljedećem

izrazu:

1L 2L 3LL L

(korigovano) C C CH H

= ⋅ ⋅ ⋅

gdje su: C1L – faktor korekcije za prečnik bušotine C2L – faktor korekcije za koheziju C3L – faktor korekcije za globalni koeficijent sigurnosti


Emir Muftić 20

Faktor korekcije za prečnik bušotine očitavamo sa dijagrama:

Očitano sa dijagrama C1L=0,83

C1F=1,48 faktor korekcije za zatežuću silu

Faktor kohezijr računamo prema izrazu:

C2L = -4,0·c* + 1,09 ≥ 0,85

gdje je c* normalizirana kohezija: * c 15c 0,0833

H 20 9= = =

γ ⋅ ⋅

C2L = -4,0·0,083 + 1,09=0,756 ≤ 0,85 Usvojeno C2L=0,85

Faktor korekcije za globalni koeficijent sigurnosti računamo prema izrazu:

C3L = 0,52·FSG + 0,30 = 0,52·1,5 + 0,30 = 1,08 ≥0,85

FSG=1,5 - faktor sigurnosti za stalnu konstrukciju

Prema tome korigovani odnos L/H:

1L 2L 3LL L

(korigovano) C C C 0,83 0,85 1,08 0,91 0,69H H

= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =

Odavde slijedi da je poterbna dužina čavala

L= 0,69 · H=0,69 · 9,0= 6,21 m

Usvojena dužina čavala: L=7,0 m

Ukupana potrebna dužina čavala: Ltot=6 · 7,0=42,0 m


Emir Muftić 21

2.1.2. Maksimalna sila zatezanja u sidru

Potrebno je očitati vrijednost tmax-s sa dijagrama za α = 0°, β = 0°, µ=0,146 i φ = 28°:

Očitano sa dijagrama tmax-s=0,2.

Ove vrijednosti je potrebno korigovati iz istih razloga kao i odnos L/H prema izrazu:

tmax-s(korigovano) = C1F · C2F · tmax-s = 1,48 · 0,85 · 0,20 = 0,2516

Maksimalna proračunsak sila zatezanja u čavlu:

Tmax-s = ϒ · H · SH · SV · tmax-s(korigovano) = 20 · 9 · 1,6 · 1,6 · 0,2516 = 115,93 kN

Kapacitet nosivosti sidra na zatezanje:

RT = FST · Tmax-s = 1,8 · 115,93 = 208,67 kN


Emir Muftić 22

Potrebna površina poprečnog presjeka sidra, AT je:

max s T Tt

y y

T FS RA

f f− ⋅= =

2208,67417,34

0,50= =tA mm

Usvojene šipke prečnika Φ25,0mm, AT,st =510mm2 ≥ AT,pot=417,34 mm2

Globalna analiza stabilnosti zida će se kontrolisati u okviru numeričkog proračuna programskim paketom „Plaxisom 2D“.

2.2 Konstrukcija obloge

Projektna sila zatezanja glave sidra To je zadata kao:

[ ] [ ]o max s v max s max sT T 0,6 0,2(S 1) 0,6 0,2(1,6 1) T 0,72T− − −= + − = + − =

o max sT 0,72T 0,72 115,93 83,46 kN−= = ⋅ =

Faktori sigurnosti odgovaraju potencijalnim mehanizmima loma na kontaktu obloge i sidra uključujući savijanje i probijanje. Pošto se izvode dvije obloge, savijanje i probijanje ćemo odraditi pojedinačno za primarnu i stalnu oblogu.

Odabrana debljina primarne obloge 100 mm I sekundarne obloge 200 mm.


Emir Muftić 23

2.2.1 Dimenzioniranje na savijanje

PRIMARNA OBLOGA

Odabrana debljina od 100mm.

a) Procenat armiranja

s

o

a

dρ = ,

gdje su:

as - površina armature

dO = h/2, h - debljina obloge

Minimalni i maksimalni procenti armiranja su:

( )'c

miny

f (MPa)% 20

f (MPa)ρ = ⋅

( ) cmax

y y

f 600% 50 ( )

f 600 fρ = ⋅

+

( )'c yf 20,5MPa, f 500MPa MB30; Bst500= =

( )min

20,5% 20 0,181%

500ρ = ⋅ =

( )max

20,5 600% 50 ( ) 1,12%

500 600 500ρ = ⋅ =

+

Pretpostavlja se širina od 1,0m na kojoj će se vršiti proračun. Minimalna potrebna površina armature:

sa d b= ρ⋅ ⋅

2s,MIN min

0,181a d b 50(mm) 1,0(m) 90,5mm / m

100= ρ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =

2s,MAX max

1,2a d b 50(mm) 1,0(m) 600mm / m

100= ρ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =


Emir Muftić 24

Odabrana armatura

Odabrana je mreža Q188 (Φ6/15cm, asm = 188mm2/m’)

Usvajamo još dvije armaturne šipke, vertikalne i horizontalne na mjestu podložne ploče, 2 + 2 Φ14 (153,9 mm2/m’)

Ukupna površina odabrane armature

ssn sm

M

Aa a

S= + , SM = 1,6m

- na mjestu sidra: 2153,9 2188 380,37 / '

1,6

⋅= + =sna mm m

- između sidara: 2188 / 'sma mm m=

Odnos površina na mjestu sidra i između 380,37/188 = 2,03 zadovoljava limit 2,03 < 2,5 za savijanje.

Otpor slomu uslijed savijanja

[ ] [ ] [ ]2F HFF sn sm y

V

C SR kN (a a ) mm / m h m f MPa

265 S

= + ⋅ ⋅ ⋅

CF - faktor koji uzima u obzir nejednaku raspodjelu napona iza obloge; predstavlja odnos pritiska tla iza čavla i pritiska između čavala.

Za primarnu oblogu CF = 2,0.

[ ] [ ] [ ]2FF

2,0 1,6R kN (380,37 188) mm / m 0,1 m 500 MPa 214,48kN

265 1,6

= + ⋅ ⋅ ⋅ =


Emir Muftić 25

Ukupni procenat armiranja: 380,37 188

100 100 1,136%0,5 0,5 100 1000

+ += ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ ⋅

ρ sn smtot

a a

h b

Proračun ultimnih sila FSFF · TO i poređenje sa RFF

FSFF · TO = 1,35 · 83,46 = 112,67 kN ≤ RFF = 214,48 kN

SEKUNDARNA OBLOGA

Odabrana debljina 200mm

Procenat armiranja

s

o

a

dρ = ,

gdje su:

as - površina armature

dO= h/2, h - debljina obloge

Minimalni i maksimalni procenti armiranja su:

( )'c

miny

f (MPa)% 20

f (MPa)ρ = ⋅

( ) cmax

y y

f 600% 50 ( )

f 600 fρ = ⋅

+

( )'c yf 28MPa, f 500MPa MB40; Bst500= =

( )min

28% 20 0,21%

500ρ = ⋅ =

( )max

28 600% 50 ( ) 1,527%

500 600 500ρ = ⋅ =

+

Pretpostavlja se širina od 1,0m na kojoj će se vršiti proračun. Minimalna potrebna površina armature:

sa d b= ρ⋅ ⋅

2s,MIN min

0,21a d b 100(mm) 1,0(m) 210mm / m

100= ρ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =


Emir Muftić 26

2s,MAX max

1,527a d b 100(mm) 1,0(m) 1527mm / m

100= ρ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =

Odabrana armatura

Odabrana je mreža Q335 (Φ8/15cm, asm = 335mm2/m’)

2sn sma a 335mm / m '= =

hm hn vm vn

335100 0,335%

1000 100ρ = ρ = ρ = ρ = × =

⋅

ρTOT = 0,67%

Otpor slomu uslijed savijanja

[ ] [ ] [ ]2F HFF sn sm y

V

C SR kN (a a ) mm / m h m f MPa

265 S

= + ⋅ ⋅ ⋅

Za stalnu oblogu CF = 1,0.

Pošto je ista armatura usvojena u oba pravca, otpornost na savijanje iznosi:

[ ] [ ] [ ]2FF

1 1,6R kN (335 335) mm / m 0,2 m 500 MPa 252,83kN

265 1,6

= + ⋅ ⋅ ⋅ =

Proračun ultimnih sila FSFF · TO i poređenje sa RFF

FSFF · TO = 1,5 · 83,46 = 125,19 kN ≤ RFF = 252,83 kN

2.2.2 Dokaz sigurnosti protiv probijanja obloga

Kapacitet na probijanje, RFP, predstavljamo slijedećim izrazom:

RFP = CP · VF ,

gdje su:

CP - korekcioni faktor koji uzima u obzir dodatni otpor tla (CP = 1,0),

VF - sila smicanja.


Emir Muftić 27

Oblici probijanja. a) Primarna obloga, veza sa podložnom pločom.

b) Sekundarna obloga, veza vijka

Usvojena je podložna ploča dimenzija 225x225x20m.

Primarna obloga

[ ] [ ] [ ] [ ]' 'F c cV kN 330 f MPa D m h m= ⋅ π

'c PD L h (0,225 0,10) 0,325m= + = + =

[ ] [ ] [ ] [ ]FV kN 330 21 MPa 0,325 m 0,1 m 154, 4kN= ⋅ π ⋅ ⋅ =

RFP = 154,4kN


Emir Muftić 28

Sekundarna obloga

[ ] [ ] [ ] [ ]'F c c cV kN 330 f MPa D m h m= ⋅ π

c s p SHh L t t 105 20 7,9 117,1mm= + − = + − =

'c cD min(150 16;ili 2 h ) 234,2mm= + ⋅ =

[ ] [ ] [ ] [ ]FV kN 330 28 MPa 0, 2342 m 0,116 m 148,95kN= ⋅ π ⋅ ⋅ =

RFP = 148,95 kN

2.3 Dokaz sigurnosti protiv sloma ankera usljed zatezanja 2

FS H y 0

12,7R 4 A f 4 0,5 253,36kN 1,7 T 141,88kN

4

⋅ π= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ≥ ⋅ =


Emir Muftić 29

2.5 Proračun u Plaxis-u

Model u plexis-u:


Emir Muftić 30

Karaktristike tala, obloge I čavala:

Sloj 1 - CL

Sloj 2 – CM


Emir Muftić 31

Krečnjak

Karakteristike primarne obloge

Obloga je modelirana sa plate elementima sa modulom elastičnosti betona E=3,1 · 107 kN/m2 i

debljine d=10 cm.

A= 1,0 ·d =0,1 m2

3 35 4

6

2

B MAT Ra

Ra

1,0 d 1,0 0,1I 8,333 10 m

12 12EA 3,1 10 kN / m

EI 2583,33 kNm / m

w ( ) d (25 20) 0,1 0,5

12EId 0,1

EA

−⋅ ⋅= = = ⋅

= ⋅== γ − γ ⋅ = − ⋅ =

= =


Emir Muftić 32

Karakteristike sidara ( čavala ) koje smo unosili u Plaxis su slijedeće:

2 22

22

2

3,14 0,150,01766

4 43,14 0,025

0,0054

0,017163

= +

⋅ ⋅= = =

⋅= =

= − =

n q

DH

n

q n

A A A

DA m

A m

A A A m

π

Eq = 2,2 · 107 kPa; En = 2· 108 kPa

2 28 7 40,0005 0,017163

2 10 2,2 10 2704,34 104 4 0,01766 0,01766

⋅ ⋅= ⋅ + ⋅ = + = ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ = ⋅qneq n q

AA d DE E E kPa

A A

π π

2 4 222704,34 10 0,15

298533,78 4 1,6 4

⋅ ⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =eq DH

h

E DEA kNm

S

π π

4 4 42704,34 10 0,15419,81 / '

64 1,6 64

⋅ ⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =eq DH

v

E DEI kNm m

S

π π

B MAT Ra

Ra

w ( ) d (25 20) 0,129 0,645

12EId 0,129

EA

= γ − γ ⋅ = − ⋅ =

= =


Emir Muftić 33

Nakon definisanja svih parametara za tlo, oblogu i sidra pristupamo proračunu konstrukcije. Proračun je podijeljen u 8 faza. Prva faza je ista kao i kod MSE zida, tj. vršimo proračun napona od sopstvene težine tla. U drugoj fazi vraćamo pomjeranja na nulu i počinjemo sa iskopom, kao i uključivanjem obloge i čavli. Zatim prolazimo kroz sve faze, koga prate iskop i uključivanje obloge i čavli.

U posljednjoj osmoj fazi, koja označava globalnu stabilnost, vršimo Fi/C redukciju i proračunavamo globalnu stabilnost.

Faza 2.

Faza 7.


Emir Muftić 34

Dobiveni rezultati:

maxT=65,45 kN/m


Emir Muftić 35

Vrijednosti sila zatezanja koje smo dobili u sidrima prilikom proračuna u Plaxis-u prikazaćemo u slijedećoj tabeli:

Redni broj sidra Sila zatezanja (kN/m) Sila zatezanja (kN)

1 23,34 37,34

2 24,13 38,60

3 29,87 47,80

4 46,02 73,63

5 65,45 104,72

6 44,99 71,98

Horizontalna pomijeranja:


Emir Muftić 36

Globalna stabilnost ( faza 8 ):

FS=1,92 > minFS=1,50 – globalna stabilnost je zadovoljena


Emir Muftić 37

3.0 Poređenje varijanti rješenja

Armirano tlo i čavlanje su dva različita postupka za izvođenje fleksibilnih potpornih konstrukcija,

kako sa stanovišta izvođenja tako i sa stanovišta mehanizma prijenosa opterećenja.

Različitost u postupcima izvođenja je vidljiva u tome da se armirano tlo izvodi od dna konstrukcije

prema vrhu, dok je čavlanje suprotno, od vrha prema dnu.

Potrebno je napomenuti i uslove tla u kojima izvodimo ova dva tipa potpornih konstrukcija.

Čavlana konstrukcija se izvodi u prirodnom tlu, dok je za armirano tlo neophodna ispuna od

granularnih materijala koju je potrebno dobro kompaktirati. Možemo primijetiti da kod čava ne

mijenjaju karakteristike tla iza zida, iskop se vrši postepeno tako da imamo relativno dobru

iskorištenost postoječeg tla.

Nadalje, krutosti ojačanja, koje koristimo prilikom izvođenja, gdje za čavlanu konstrukciju štapna

sidra mogu podnijeti pored zatezanja i savijanje (plate elementi), dok za slučaj armiranog tla,

armaturne mreže podnose zatezanje (geogrid elementi).

Documents

program armirano tlo