ścianka przykład 3, Budownictwo - materiały, Fundamentowanie, Ścianki szczelne
[ Pobierz całość w formacie PDF ]
1
Projektowanie scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gdanska
Uwagi dot. projektowania scianki szczelnej
Ostatnia zmiana 02.01.2004
To jest pierwszy szkic tekstu, prosz e o przesylanie uwag pod:
aniem@pg.gda.pl
1 Zakres projektu
b
a
Q+
p+
q+
q
h
G
z
1
G
h
ZWG
h
P
n
P
D
h
W
I
h
(OCR=1)
Ia
h
W
h
Ip
z
2
Rysunek 1: Schemat scianki szczeln a
Wymiarowanie scianki nalezy przeprowadzic dla bardziej niekorzystnego z nast epuj acych dwu stanow pracy:
² Stan natychmiast po odkopaniu.
Nosnosc pocz atkowa tj. krotkoterminowa, grunt ma parametry Á
u
= 0 i c
u
= OCR ¢ ¾
z
tan Á
s
w w-wie ilu i
c
u
= 30 kPa = const w warstwie gliny. W powyzszym wzorze ¾
z
oznacza efektywne napr ezenie pionowe od
ci ezaru wlasnego i obci azen dlugotrwalych
(licz a ch etni dla podwyzszenia oceny)
.
² Stan koncowy.
Nosnosc dlugoterminowa, grunt ma parametry Á
0
i c
0
przy OCR > 1 lub Á
s
i c
0
= 0 przy OCR = 1,
(licz a
obowi azkowo wszyscy)
.
Zgodnie bowiem z Eurocode 7 p. 8.3.3 musimy uwzgl ednic zmiennosc parametrow gruntowych w czasie.
W szczegolnosci nalezy sprawdzic nast epuj ace warunki wytrzymalosciowe:
1. Sila w sci agu zwi ekszona o 50% powinna byc mniejsza od dopuszczalnej (jedna kotwa ulega zniszczeniu)
2. Zakotwienie (np plyta kotwi aca lub bulawa iniekcyjna) wystarczy do przeniesienia obci azenia 1; 5¢A¢d gdzie
A to obliczeniowa sila kotwi aca na 1 mb sciany a d to to rozstaw kotew na dlugosci sciany.
3. Momenty zginaj ace w brusach scianki szczelnej nie powinny spowodowac uplastycznienia przekroju.
4. Podpora ziemna powinna przej ac przewidziane dla niej obci azenie (wypadkowa wyresu odporu wi eksza od
reakcji przypadaj acej na podpor e ziemn a wg metody belki zast epczej Blum'a )
5. Nie powinno dojsc do wyparcia dna (rownowaga sil poziomych pod sciank a z uwzgl ednieniem sil ¯ltracji)
2
Projektowanie scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gdanska
6. Kleszcze lub belka kotwi aca powinna byc wystarczaj aco wytrzymala dla przyj etego rozstawu d kotew (zginanie
od obci azenia rozlozonego A w sytuacji, gdy jedna kotwa ulega zniszczeniu).
7. Ogolna statecznosc uskoku naziomu
Formalnie (wg Eurocode 7 p. 8.2) nalezaloby sprawdzic jescze kilka warunkow np. przes aczanie wody gruntowej
pod sciank a, szczelnosc scianki, zaburzenia ruchu wod gruntowych. Jednak w niniejszym projekcie pomijamy te
zagadnienia.
1.1 Wspolczynniki materialowe i wspolczyniki obci azenia = 1
W projekcie scianki szczelnej zakladamy (nietypowo), ze liczymy tylko jedn a kombinacj e obci azenia i dlatego
zakladamy, ze podane parametry materialowe s a w wartosciach obliczeniowych a podane obci azenia zawieraj a
wszystkie potrzebne wspolczynniki przeci azenia. Przyjmujemy (wyj atkowo) wszystkie ci ezary gruntow ° = 20
kN/m
3
.
2 Uwzgl ednienie ograniczen przemieszczeniowych
W przypadku, gdy w projekcie stawiane s a ograniczenia przemieszczen poziomych korony np.: f
A
< f
dop
= 3 cm
nalezy przeprowadzic obliczenia dla podwyzszonego parcia posredniego E
I
i zredukowanego odporu posredniego
E
II
wg rys. 10 normy PN-83/B-03010 . W tym celu szacujemy przemieszczenie uogolnione ½ = f
dop
=h, gdzie
h jest calkowit a wysokosci a scianki (wl acznie z wbiciem, przyj ac ok. h = 1; 6h
n
) a nast epni
e na
podstawie
½=½
a
odczytujemy z rys. 10
1
PN-83/B-03010 E
I
z interpolacji mi edzy K
a
a K
0
= (1 ¡ sin Á
0
)
p
OCR Nast epnie
de¯niujemy czynnik
´
a
= E
I
=E
a
(1)
do zwi ekszenia wspolczynika parcia K
a
. Analogicznie moznaby okreslic E
II
dla odporu interpoluj ac mi edzy K
p
a
K
0
na podstawie ½=½
p
a nast epnie
´
p
= E
II
=E
p
(2)
do zmniejszenia wspolczynika odporu K
p
. Dla obrotu wokol ostrza scianki wartosci ½
I
= ½
II
= ½ s a identyczne.
Wielkosci graniczne ½
a
oraz ½
p
przyjmujemy z rys. 8 i 9 w PN-83/B-03010 . Do okreslenia ´
a
i ´
p
nalezy wykorzystac
krzywoliniowy wykres na rys. 10. Nie(!) zaleca si e stosowac dwuliniowego przyblizenia krzywej E ¡ ½ (parcie -
przemieszczenie uogolnione), czyli liczenia wg wzorow (22-25) z PN-83/B-03010 .
Poniewaz przemieszczenie ostrza jest nieznane zamiast interpolacji odpor sza-
cujemy przyjmuj ac
´
p
= E
II
=E
p
=
1
2
(3)
W dalszej cz esci tego tekstu przyjmujemy, ze wspolczynniki parcia i odporu zostaly nast epuj aco zmody¯kowane
K
ah nowe
:= ´
a
K
ah
K
ph nowe
:= ´
p
K
ph
(4)
(5)
Dla uproszczenia przyjmujemy wartosci spojnosci bez zmian tj. c
0
nowe
= c
0
.
Przy sprawdzeniu nosnosci krotkoterminowej przeprowadzamy ze wzgl edu na ograniczone przemieszczenia mody-
¯kacje jednostkowego parcia:
e
a nowe
:= ´
a
e
a
e
p nowe
:= ´
p
e
ph
(6)
¢z
2
+ 2c
u
Zamiast powyzszej redukcji dla konkretnie zadanych przemieszczen dopuszczalnych mozna szacunkowo dla ty-
powych warunkow (wg Scherzinger'a 1991) przyj ac 4-krotnie zredukowan a spojnosc jedynie po stronie odporu tj.
¢z
1
¡ 2c
u
i e
p
= °
r
e
a nowe
= ¾
z
¡ 2c
u
e
p nowe
= ¾
z
+ 2 ¢
1
4
c
u
;
(7)
gdzie ¾
z
jest calkowitym (a nie efektywnym) napr ezeniem pionowym na danej gl ebokosci.
1
W Eurocode 7 uwzgl edniono dodatkowo sposob przemieszczania si e sciany. Dla obrotu wokol korony, obrotu wokol podstawy i
dla rownoleglej translacji wartosci f przemieszczenia odpowiadaj ace ½
a
wynosz a odpowiednio 0; 001h; 0:005h i 0:001h, gdzie h jest
calkowit a wysokosci a scianki.
i °
0
= °
w
= 10 kN/m
3
gdzie e
a
= °
r
3
Projektowanie scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gdanska
3 Krotkoterminowa i dlugoterminowa wytrzymalosc gruntow spoistych
Nalezy rozrozniac wytrzymalosc gruntu pocz atkow a (krotkoterminow a, w warunkach bez drenazu) i koncow a
(dlugoterminow a, po dysypacji tj. wyrownaniu nadcisnien wody). Bezposrednio po szybkim
2
obci azeniu gruntow
spoistych (moze to byc wykonanie wykopu i przylozenie obci azenia naziomu w ci agu krotkiego czasu np 2 ty-
godni) nalezy oprocz nosnosci dlugoterminowej sprawdzic nosnosc krotkoterminow a. Analiz e przeprowadzamy na
napr ezeniach calkowitych traktuj ac mieszanin e wody z gruntem jako jedn a substancj e o ci ezarze °
r
i wytrzymalosci
okreslonej kryterium Coulomba przy Á
u
= 0 i c
u
= 1, parametry wytrzymalosciowe nalezy
przyjmowac w wartosci Á
s
oraz c
0
= 0. Resztkowy k at Á
s
tarcia wewn etrznego mozna przyj ac (wg BS 8002: 1994)
t
f
,
c
u
f
,
Trwale zageszczenie zwieksza
naprezenie prekonsolidacji a w
nastepstwie tego rowniez
c© oraz c
u
s
p
c©
c
u
c©
f
s
s
©
s
p
s
p
Rysunek 2: Wytrzymalosc dlugotrwal a opisuj a parametry Á
0
i c
0
przy czym nadywzk e nad lini a Á
s
6= 0. Spojnosci c
0
i c
u
zalez a
wytrzymalosci
od zag eszczenia gruntu via ¾
p
natomiast k aty Á
s
i Á
0
s a dla danego gruntu stale.
na podstawie I
p
= w
L
¡w
P
:
I
p
[%] Á
s
[
±
]
15
30
30
25
50
20
80
15
3.1 Parcie i odpor do nosnosci dlugoterminowej wg Á
0
i c
0
3
Á
0
i K
p
wg Coulomba przyjmuj ac ±
p
= ¡
3
Á
0
lub (wskazane dla Á
0
> 35
±
)
K
p
wg Caquot i Kerisel'a przyjmuj ac ±
p
= ¡Á. Obci azenie pasmowe pionowe q
+
2
o szerokosci b lub liniowe Q
+
wywiera parcie o wypadkowej
p
= q
+
b
E
q
K
a
(8)
p
E
q
= Q
+
K
a
(9)
a obci azenie pasmowe poziome p o szerokosci b wywiera parcie o wypadkowej
E
p
= pb: (10)
Rozklady jednostkowych parc s a przedstawione na rys. 3. Od obci azenia linowego przyj ac rozklad rownomierny.
Nalezy sprawdzic dwa warianty: statecznosc krotkoterminow a (parcie z c
u
i Á
u
= 0 a pod wod a °
r
ale bez parcia
wody) i statecznosc dlugpoterminow a (osobno parcie gruntu i wody, Á
0
i c
0
i pod wod a °
0
). W piasku roznice
mi edzy ww wariantami znikaj a, tj. wystarczy policzyc parcie w wariancie dlugotrwalym z Á
0
i c
0
= 0 i pod wod a
°
0
a nast epnie dodac parcie wody.
W sciankach odkopywanych przyj ecie po stronie nizszego naziomu granicznej wartosci odporu nie koniecznie oz-
nacza, ze dopuszczamy duze przemieszczenia poziome w celu mobilizacji tego odporu. Np., dla scianki o wys.
uskoku naziomu h
n
= 10 m, idealnie nieruchomej samoczynnie wytworzy si e pod dnem wykopu przy Á = 30
±
i
° = 20 kN/m3 stan granicznego (maksymalnego) odporu w warstwie o gl ebokosci y ¼ 2 m. Wynika to z porownania
K
0
°(h
n
+ y) = K
p
°y
(11)
2
Jako "szybkie" nazywamy obci azenie, ktorego bezwymiarowy czas konsolidacji T
v
=
c
v
t
h
2
< 0; 2, gdzie c
v
= kM=°
w
a t jest czasem
6= 0. Parcie samej wody pomija si e. Spojnosc c
u
zalezy zgod-
nie z kryterium Krey'a i Tiedemann'a od napr ezenia prekonsolidacji ¾
p
i resztkowego k ata tarcia Á
s
, rys. 2. W
gruntach normalnie skonsolidowanych, tj. takich dla ktorych OCR =
¾
p
¾
z
resztkowej cz esto si e pomija. Wytrzymalosc ktotkoterminowa odpowiada Á
u
= 0 i c
u
Liczyc K
a
wg Coulomba przyjmuj ac ±
a
=
przykladania obci azenia.
4
Projektowanie scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gdanska
b
b
q
p
f
45+f/2
f
45+f/2
45+f/2
Rysunek 3: Rozklad parcia od obc. pasmowego
3.2 Parcie i odpor do nosnosci krotkoterminowej wg Á
u
= 0 i c
u
Parcie jednostkowe w g. spoistych nalezy liczyc wg
e
a
= ¾
za
¡ 2c
u
¸ 0; 2¾
za
(12)
e
p
= ¾
zp
+ 2 ¢
1
4
c
u
(13)
gdzie ¾
za
jest napr ezeniem calkowitym pionowym liczonym od wyzszego naziomu (po stronie
a
ktywnej) a ¾
zp
jest
napr ezeniem calkowitym pionowym liczonym od nizszego naziomu (po stronie
p
asywnej). W ci ezarze ° gruntu do
obliczenia ¾
z
nie nalezy uwzgl edniac wyporu wody. Na poziomie dna basenu spojnosc c
u
przy OCR = 1 osi aga
c
u
j
z
2
=0
= (°
G
¢h
G
+ (°
0
P
¢h
P 1
+ °
P
¢h
P 2
) + °
I
¢h
I
) tan Á
s
(14)
a jednostkowe parcie wynosi (tutaj bez powi ekszenia ze wzgl edu na przemieszczenia) wynosi
ej
z
2
=0
= q + °
G
¢h
G
+ °
P
¢h
P
+ °
I
¢h
I
¡ 2 c
u
j
z
2
=0
¸ 0; 2(q + °
G
¢h
G
+ °
P
¢h
P
+ °
I
¢h
I
)
(15)
Poniewaz c
u
zalezy od ¾
p
a w ile, rys. 1, OCR=1 czyli ¾
p
= ¾
z
zatem ponizej dna basenu/wykopu jednostkowy
odpor pomniejszony o parcie wynosi
e(z
2
) = ej
z
2
=0
¡ 2; 5c
u
= ej
z
2
=0
¡ 2; 5¾
p
tan Á
s
= ej
z
2
=0
¡ 2; 5z
2
°
I
tan Á
s
(16)
poniewaz OCR = 1. Schemat parcia w stanie pocz atkowym przedstawiony jest na rys. 4
PrzykÃlad: Geometria: h
G
= 1 m; h
P
= 1 m; h
Ia
= 3 m; h
w
= 2 m; ¢h
w
= 1 m
Obci azenia naziomu: q = 0 kPa;p = 0 + zabezpieczenie przed rys a skurczow a.
Glina: c
uG
= 30 kPa
Piasek: Á
0
= 30
±
, ± = 0
±
il: I
p
= 15
!
Á
s
= 30
±
;
Jednostkowe parcia czynne:
1) G strop: e
a
= 0
2) G sp ag: e
a
= °1 ¡ 2c
u
< 0
!
e
a
= 0; 2 ¢ 20 = 4 kPa
3) P strop: e
a
=
3
20 = 6; 6 kPa;
4) P sp ag: e
a
=
1
3
¢ 2 ¢ 20 = 13; 2 kPa;
5) I strop: c
u
= OCR ¢° ¢z tan Á
s
= 1 ¢ 20 ¢ 2 ¢ 0; 577 = 23 kPa
e
a
= ° ¢z ¡ 2c
u
< 0
!
e
a
= 0; 2 ¢° ¢z = 8 kPa
6) I dno+0,01: c
u
= OCR ¢°
0
(?) ¢z tan Á
s
= 1 ¢ (20 ¢ 2 + 10 ¢ 3) ¢ 0; 577 = 40; 4 kPa
e
a
= ° ¢z ¡ 2c
u
= 20 ¢ 5 ¡ 2 ¢ 40; 4 = 20 ¼ 0; 2 ¢ 20 ¢ 5 = 20 kPa
wartosc
1
5
Projektowanie scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gdanska
c
u
h
G
z
1
h
n
h
P
u
w
D
h
W
2 c
u
h
h
Ia
u
w
W
z
1
2 c
u
h
Ip
z
2
0,5 c
u
Rysunek 4: Wykres parcia przy sprawdzeniu nosnosci krotkoterminowej
7) I dno-0,01: e
a
= e
a6
¡ 0; 5c
u6
¼ 0
Punkt Z wypada zatem na poziomie dna basenu. Wspolczynnik K
¤
(odpor minus parcie) wynosi
K
¤
= 2; 5°
I
tan Á
s
= 2; 5 ¢ 10 ¢ 0; 577 = 14; 42 kPa= m
(17)
Zauwazmy, ze ew. ci ezar wody w piasku P nalezy rowniez dodac do pionowych napr ezen calkowitych ¾
z
po stronie
parcia. Napr ezenie prekonsolidacji ¾
p
odpowiada napr ezeniu pionowemu efektywnemu(!), a zatem do obliczena ¾
p
w warstwach nad ZWG bierzemy ° a pod ZWG °
0
.
4 Przyj ecie parcia od wody
4.1 Woda w nosnosci dlugoterminowej
ZWG
u
w
Rysunek 5: Parcie wody.
Przyjmujemy trapezowy wykres parcia wody, rys. 5, jak gdyby scianka dochodzila w ostrzu do warstwy nieprze-
puszczalnej. Robimy w ten sposob dwa bl edy: zakladamy ze cisnienie wody zmienia si e skokowo przy ostrzu (choc
w rzeczywistosci cisnienie zmienia si e stopniowo) i ze woda stoi (w rzeczywistosci wyst epuje przes aczanie wody i
zwi azane z tym sily ¯ltracji). Zaklada si e ze powyzsze dwa bledy znosz a si e.
4.2 Woda w nosnosci krotkoterminowej
Parcie wody przyjmujemy jedynie w warstwach gruntow niespoistych gdzie parcie gruntu jest liczone wg parametrow
efektywnych Á
0
i c
0
a nie Á
u
i c
u
. W warstwach liczonych w napr ezeniach calkowitych parcie od wody pomija si e,
tj u
w
= 0
[ Pobierz całość w formacie PDF ]