VAROVANJE GRADBENE JAME ZA KANALIZACIJO

Transkripcija

1 UNIVERZA V MARIBORU FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO, PROMETNO INŢENIRSTVO IN ARHITEKTURO VAROVANJE GRADBENE JAME ZA KANALIZACIJO Magistrsko delo Maribor, junij 2016

2 I Smetanova ulica Maribor, Slovenija Magistrsko delo na študijskem programu 2. stopnje UM VAROVANJE GRADBENE JAME ZA KANALIZACIJO Študent: Študijski program: Smer: Jernej Remic 2. stopnja, Gradbeništvo Gradbena infrastruktura, modul geotehnika Mentor: Lektorica: doc. dr. Borut Macuh, univ. dipl. inţ. grad. Petra Cerjak, univ. dipl. rus. in slov. Maribor, junij 2016

3 II

4 III ZAHVALA Zahvaljujem se mentorju dr. Borutu Macuhu za pomoč in vodenje pri opravljanju magistrskega dela ter vsem ostalim, ki so mi v času študija nudili pomoč in podporo. Posebna zahvala velja staršem, ki so mi omogočili študij in me pri tem podpirali. Zahvaljujem se tudi vsem bliţnjim, ki so me podporali v času študija, še posebej pa Ani.

5 IV VAROVANJE GRADBENE JAME ZA KANALIZACIJO Ključne besede: geotehnika, gradbena jama, stabilnostna analiza, brizgani cementni beton, pasivna sidra UDK: (043.2) Povzetek V magistrski nalogi bomo prikazali načrt varovanja gradbene jame na realnem projektu za izvedbo meteorne kanalizacije v Termoelektrarni Šoštanj. V teoretičnem delu se bomo osredotočili na najpogostejše možne načine varovanja gradbenih jam ter na načine odvodnjavanja oziroma nižanja talne in meteorne vode. V praktičnem delu bomo prikazali stabilnostne ter statične analize, dimenzioniranja izbranih podpornih elementov, pretoke in dotoke talne vode, na koncu pa bomo podali predlog izvedbe s tehnologijo gradnje ter izdelali načrte. Za stabilnostne in statične analize bomo uporabili več računalniških programov (Slide, Phase2, Tower7) in analitičnih metod. Cilj naloge je, da na podlagi realnega primera prikažemo izdelavo načrta varovanja gradbene jame, v katerega so zajeti vsi potrebni elementi za zanesljivo in varno izvedbo.

6 V PROTECTION OF BUILDING PIT OF SEWAGE SYSTEM Key words: geotechnics, building pit, stability analysis, shotcrete, passive anchors UDK: (043.2) Abstract This master thesis will show the security plan for the excavation on a real project for the execution of drainage system in Thermal Power Plant. The theoretical part will focus on the most common possible ways of protecting building pits and on the drainage and lowering of ground water level and rain water. In the practical part we will show stability and static analysis, dimensioning of selected supporting elements, flows and inflows of ground water, and finally we will give a proposal to the performance construction technology, and draw up plans. For stability and static analysis, we will use several computer software (Slide, Phase2, Tower7) and analytical methods. Aim of the project is that based on real case the manufacture of the security plan of the building pit, which incorporates all the necessary elements for reliable and safe execution is shown.

7 VI KAZALO 1 UVOD Opredelitev problema Področje raziskav oz. naloge Namen in cilji magistrskega dela NAČINI VAROVANJA GRADBENIH JAM Varovanje gradbene jame z brizganim betonom in pasivnimi sidri Brizgani beton SN sidra IBO sidra Varovanje gradbene jame z berlinsko steno Varovanje gradbenih jam s pilotno steno in geotehničnimi sidri Pilotna stena Geotehnična sidra Varovanje gradbenih jam z zagatnicami Varovanje gradbenih jam z diafragmo Varovanje gradbenih jam z injektiranjem TALNA IN METEORNA VODA Zniţevanje vode v gradbenih jamah Neposredno osuševanje gradbene jame Posredno osuševanje gradbene jame Zatesnitev gradbene jame GEOLOŠKO-GEOMEHANSKI PODATKI Geološke in hidrološke značilnosti Izvedene terenske raziskave in sestava temeljnih tal... 23

8 VII Terenske in laboratorijske preiskave tal Razporeditev slojev in mehanske lastnosti tal Opis gradbene jame OSNOVE IN PROGRAMI ZA PROJEKTIRANJE Analiza stabilnosti breţin Metode izračuna drsin Elasto-plastična analiza z MKE Softening/hardening model Dimenzioniranje konstrukcije iz brizganega betona in armaturnih mreţ Dimenzioniranje pasivnih sider Dimenzioniranje jeklenih podpor in talne plošče za hladilne cevovode Izračun hidravličnega loma tal STABILNOSTNI, STATIČNI IZRAČUNI IN DIMENZIONIRANJA Analiza stabilnosti breţin gradbene jame Vhodni podatki Rezultati Stabilnostno-statični izračun breţin gradbene jame na odprtem delu Vhodni podatki Rezultati NSK v brizganem betonu Rezultati NSK v pasivnih sidrih Stabilnostno-statični izračun breţin gradbene jame na zaprtem delu Vhodni podatki Rezultati NSK v brizganem betonu Rezultati NSK v pasivnih sidrih Stabilnostno-statični izračun breţin gradbene jame na bočnem delu cevovodov Vhodni podatki... 42

9 VIII Rezultati NSK v brizganem betonu Rezultati NSK v pasivnih sidrih Dimenzioniranje armature v brizganem betonu Dimenzioniranje upogibne armature za odprti del gradbene jame Dimenzioniranje upogibne armature za zaprti del gradbene jame Dimenzioniranje striţne armature Dimenzioniranje pasivnih sider Zunanja nosilnost sidra Notranja nosilnost sidra Statični izračun in dimenzioniranje jeklenih podpor Vhodni podatki Rezultati Statični izračun in dimenzioniranje talne plošče Vhodni podatki Rezultati Izračun pretoka talne vode, hidravličnega loma tal in strujanja Vhodni podatki Odprti del gradbene jame Zaprti del gradbene jame s talno ploščo Sklep PREDLOG IZVEDBE Zemeljska dela, izkopi in nasipi Kategorije izkopov Izkopi splošno Izkopi v odprtem delu gradbene jame Izkopi v zaprtem delu gradbene jame... 70

10 IX Nasipi Odvodnjavanje Odvodnjavanje med izkopavanjem Odvodnjavanje po končanem izkopavanju Izvedba brizganega cementnega betona in armaturnih mreţ Izvedba pasivnih sider Izvedba pasivnih sider v odprtem delu gradbene jame Izvedba pasivnih sider v zaprtem delu gradbene jame Izvedba talne plošče in jeklenih podpor Splošno Talna plošča Jeklene podpore Terminsko zaporedje izvajanja del ZAKLJUČEK VIRI IN LITERATURA PRILOGE Seznam slik Seznam preglednic Naslov študenta Kratek ţivljenjepis Izjava o avtorstvu... 86

11 X UPORABLJENI SIMBOLI a A A v A s,min A s,max b b w c C Rd,c d d d d E E 0 E 50 E d E oed E ur f ck f y g - koeficient utrjevanja - površina prereza - površina prečnega prereza - najmanjša potrebna armatura v prerezu - največja potrebna armatura v prerezu - širina prereza - najmanjša širina prereza v območju nategov - kohezija - reducirana natezna trdnost betona - debelina sloja zemljine - premer cevovoda - premer sidra oziroma vrtine - statična višina prereza - modul elastičnosti - modul elastičnosti pri referenčni napetosti - deformacijski modul pri 50-% trdnosti kamnine - projektna vrednost učinka vpliva - edometrski modul stisljivosti - deformacijski modul pri razbremenjevanju in ponovnem obremenjevanju - karakteristična tlačna trdnost betona - nominalna vrednost napetosti tečenja - stalna obteţba

12 XI G k G stb;d h i I k k k 1 l v m M Ed M pl,rd N Ed N pl,rd p ref P d q Q k R a,d R a,k R t,d S dst;d u u dst;d V ed - karakteristična vrednost stalnega vpliva - potopljena teţa zemljine ali objekta, ki povečuje stabilnost - višina prereza - hidravlični padec - vztrajnostni moment - koeficient višine prereza - koeficient vodoprepustnosti - konstanta - vezni del sidra - eksponent, ki določa stopnjo modula elastičnosti od napetosti - računski projektni upogibni moment za dimenzioniranje - odpornost prereza na upogibni moment - računska projektna osna sila za dimenzioniranje - odpornost prereza na osno silo - referenčna napetost - projektna sila za dimenzioniranje - spremenljiva obteţba - karakteristična vrednost spremenljivega vpliva - projektna sila adhezijskega odpora - karakteristična sila adhezijskega odpora - sila plastičnosti sidra - projektna vrednost strujne sile, ki zmanjšuje stabilnost - porni tlak v tleh - projektna vrednost tlaka porne vode, ki zmanjšuje stabilnost - računska projektna striţna sila za dimenzioniranje

13 XII V pl,rd V Rd,c W pl - odpornost prereza na striţno silo - računska striţna odpornost betonskega elementa brez striţne armature - plastični odpornostni moment prečnega prereza α γ γ γ a,t γ G γ G,dst γ G,stb γ M0 γ Q γ w κ ν min ρ 1 σ cp σ stb;d τ m Φ ψ - eksponent, ki določa stopnjo modula elastičnosti od napetosti - prostorninska teţa - potopljena prostorninska teţa - delni faktorji odpornosti za začasna sidra - delni faktor za stalni vpliv - delni faktor za neugodne stalne vplive, ki zmanjšujejo stabilnost - delni faktor za ugodne stalne vplive, ki povečujejo stabilnost - delni faktorji odpornosti - delni faktor za spremenljivi vpliv - prostorninska teţa vode - uklonski koeficient - Poissonov količnik - vplivni koeficient trdnostnega razreda betona - deleţ ustrezno zasidrane vzdolţne armature - napetost zaradi tlačne osne sile - totalna navpična napetost, ki povečuje stabilnost - porušna adhezijska trdnost zemljine - striţni kot - kot razmikanja, dilatacijski kot

14 XIII UPORABLJENE KRATICE AB MKE MSN MSU NSK SPT - armiran beton - metoda končnih elementov - mejno stanje nosilnosti - mejno stanje uporabnosti - notranje statične količine - standardni penetracijski preizkus

15 1 1 UVOD 1.1 Opredelitev problema Gradbena jama je prostor, v katerem se izdeluje podzemni del objekta. Ker je v današnjem času v urbanem okolju, predvsem pa v mestnih središčih, vse manj prostora, so podzemni objekti pogosta rešitev za pridobivanje dodatnega prostora tako pri poslovnih, stanovanjskih kot tudi infrastrukturnih objektih. V primeru raznih cevovodov, kot so kanalizacije, vodovodi, plinovodi, toplovodi itd., pa je izvedba pod nivojem terena klasična izbira. Prostor gradbene jame mora biti zanesljivo izdelan in varen za delo oseb in strojev, ki se nahajajo v njej. Situacija je bolj zapletena, če se gradbena jama nahaja v urbanem območju in je obkroţena z zgradbami ali stalnim prometom okoli nje. Varovanje gradbene jame je resna inţenirska naloga, ki jo je potrebno načrtovati zanesljivo, varno, izvedljivo in ekonomično. Izbira primerne rešitve je odvisna od vrste gradbenega objekta, karakteristik tal in terena, prisotnosti podzemne vode v tleh, bliţnjih obstoječih stavb, infrastrukture in drugih dejavnikov. 1.2 Področje raziskav oz. naloge Področje raziskav oziroma naloge se nanaša na območje Termoelektrarne Šoštanj, natančneje na del projekta TEŠ 6. Ker se na območju termoelektrarne gradijo novi objekti, je potrebno posodobiti tudi infrastrukturo. V našem primeru obravnavamo novo meteorno kanalizacijo, pri kateri je potrebno izvesti ustrezno varovanje gradbene jame. 1.3 Namen in cilji magistrskega dela Namen magistrskega dela je prikazati ustrezen načrt varovanja gradbene jame na primeru gradnje meteorne kanalizacije. V ta namen bomo najprej predstavili najpogostejše načine varovanja gradbenih jam ter moţnosti odvodnjavanja, v praktičnem delu pa bomo izdelali

16 2 načrt varovanja gradbene jame z brizganim cementnim betonom ter pasivnimi sidri, v katerega so zajeti vsi potrebni elementi za učinkovito in varno izvedbo. Cilj magistrske naloge je, da bo gradbena jama skozi celoten čas gradnje zagotavljala zanesljivo, varno in suho gradbišče. Za varovanje gradbenih jam uporabljamo različne vrste konstrukcij, katerih izbira je odvisna od več dejavnikov, kot so: vrsta zemeljskega materiala v temeljnih tleh, nivo talne vode, globina gradbene jame, okoliška infrastruktura, razpoloţljive finance, tehnologija izvedbe ipd. Nekaj načinov varovanja gradbenih jam je opisanih v nadaljevanju.

17 3 2 NAČINI VAROVANJA GRADBENIH JAM 2.1 Varovanje gradbene jame z brizganim betonom in pasivnimi sidri Brizgani beton v geotehniki največkrat uporabljamo za varovanje gradbenih jam, utrditev breţin, usekov ali nasipov, erozijske zaščite breţin, predore ipd. V kombinaciji z brizganim betonom največkrat uporabljamo tako imenovana pasivna sidra SN ali IBO sidra. Za pasivna sidra je značilno, da po vgradnji ne prevzamejo takojšnje obteţbe. Obteţba se na pasivna sidra prenese šele po premiku sidranega objekta, tedaj pravimo, da se sidro aktivira. Tako je za konstrukcije, ki so izvedene z brizganim betonom in pasivnimi sidri, značilno, da je majhen premik objekta z zaledjem dovoljen. Pri izvedbi z brizganim betonom in pasivnimi sidri je pomembno, da se gradbena jama poglablja sočasno z varovanjem ostenja gradbene jame Brizgani beton Brizgani beton je mešanica cementa, agregata in vode, ki jo s pomočjo stisnjenega zraka brizgamo skozi šobo na določeno mesto, tako da nastane zgoščena homogena plast. V različnih kombinacijah lahko vsebuje tudi dodatke ali vlakna. Pri brizganju betona nastane sorazmerno veliki odpad, ki pa ga lahko zmanjšamo z raznimi dodatki pospešili. Poznamo dva uveljavljena načina brizganja betona: mokri in suhi postopek. [22] Mokri postopek: Cement, agregat, voda in dodatki se lahko predhodno dozirajo in zmešajo ţe v betonarni. Mokra mešanica se polni v stroj za brizganje, ki jo s pomočjo batne črpalke potisne po cevi v šobo, v katero se doda pospešilo strjevanja, nanjo pa se priključi močno stisnjeni zrak. Stisnjeni zrak mokro mešanico brizga na mesto nanašanja in jo tam tudi zgosti. [20] Mokri postopek je smiseln predvsem tam, kjer moramo vgraditi večje količine brizganega betona, saj je odpadni material manjši za skoraj 50 % kot pri suhem postopku, če je oteţeno prezračevanje delovnega mesta ter v primeru dostopa teţje gradbene mehanizacije. [20] Prav tako je pri mokrem postopku laţje zagotoviti enako in zahtevano kvaliteto betona.

18 4 Suhi postopek: Cement, agregat in dodatki se lahko predhodno dozirajo in zmešajo ţe v betonarni. Suha ali vlaţna zmes se polni v stroj za brizganje, ki jo z visokim pritiskom potisne skozi cev in šobo, v kateri se ji doda predvidena količina vode s pospešilom strjevanja, na mesto nanašanja z neprekinjenim curkom. [25] Suhi postopek je primeren za manjša dela s prekinitvami, v primeru oteţenega dostopa ter velike transportne razdalje od stroja za brizganje do šobe. [25] Izvajanje: Brizgani cementni beton lahko nanašamo na zemljino, hribino, drenaţni material, obstoječe konstrukcije, opaţe, brizgani beton, armaturne mreţe idr. Pri vgradnji sta pomembni razdalja in smer brizganja. Odmik šobe moramo prilagoditi in optimizirati glede na hitrost transporta in brizganja. V odvisnosti od količine zraka priporočamo brizganje z razdalje od 0.5 m do 2.0 m. Kot brizganja mora biti pravokotne smeri na površino nanosa. S pravilnim postopkom lahko odpadni material bistveno zmanjšamo. Z brizganjem moramo začeti na najniţji točki in nadaljevati proti vrhu, da se ne brizga na odpadlo mešanico betona. V primeru, da nanašamo večje debeline betona, je potreben večkratni nanos po cca. 5 cm, med katerimi pa je potrebno počakati najmanj 2 uri in največ 72 ur, da predhodni nanos doseţe ustrezno trdnost in pri nanašanju naslednjega ne odpada s površine. [25] Ker se pri izvajanju varovanja z brizganim betonom največkrat uporabljajo tudi armaturne mreţe, je potrebno paziti na njihovo prekrivanje. Prav tako je potrebno posvetiti pozornost zadostnemu zaščitnemu sloju armature, še posebej, če gre za trajnejšo konstrukcijo. V primeru vertikalnih izkopov pa je potrebno armaturne mreţe ustrezno fiksirati s kratkimi pritrdilnimi sidri.

19 5 Slika 2.1: Brizgani cementni beton s pasivnimi sidri [lastni vir] SN sidra SN sidra so pasivna sidra, izdelana iz rebrastih jeklenih palic; eden izmed koncev palic mora imeti ustrezen navoj, na katerega se pritrdi sidrno ploščico in matico. Sidro je povezano s hribino/zemljino z injektirno maso. Izvajanje: Najprej izvedemo vrtino ustrezne dolţine in premera, običajno nagnjeno navzdol za Pri manjših naklonih obstajajo teţave z vgradnjo in injektiranjem, pri večjih naklonih pa je horizontalna komponenta sidra manjša. Nato vrtino po potrebi očistimo in zapolnimo z injektirno maso (cementna malta). Pri tem moramo biti še posebej pozorni, saj mora biti sidro povsem obdano z injektirno maso. Ko je sidrna vrtina polna veziva, nosilni del sidra (jeklena palica) potisnemo v vrtino. Po določenem času nato matice sider privijemo s pomočjo kalibriranega momentnega ključa.

20 6 Slika 2.2: SN sidro [5] IBO sidra IBO sidra ali injektirna samouvrtana sidra predstavljajo kombiniran sistem vrtanja in sidranja. Sidro je sestavljeno iz nosilnega dela, ki je istočasno tudi vrtalni drog. Med vrtanjem sidrne vrtine se zato sidro uporabi kot vrtalni drog s pritrjeno vrtalno krono. Drog in krona ostaneta v vrtini kot nosilni del sidra in omogočata vtiskanje injektirne mase skozi odprtino za izpiranje. Tudi če pride do delne porušitve stene vrtin, ta sistem še zmeraj omogoča kvalitetno vgradnjo sider. Sidra lahko uporabljamo za različne namene in geologije zemljine, vrtanje in injektiranje lahko zdruţimo v en postopek; ni potrebno predhodno izdelati vrtin, lahko jih poljubno podaljšujemo s spojkami in posledično potrebujemo minimalen prostor za vgradnjo, prav tako pa je na voljo širok izbor nosilnosti ter moţnost izvedbe dodatne korozijske zaščite. Izvajanje: IBO sidro vgrajujemo z uvrtanjem vrtalnega droga v hribino/zemljino, pri čemer vrtalni drog po končanem uvrtanju ne odstranimo iz vrtine, saj ta ostane v njej kot nosilni del sidra. Sidro je običajno nagnjeno navzdol za Pri manjših naklonih obstajajo teţave z vgradnjo in injektiranjem, pri večjih naklonih pa je horizontalna komponenta sidra manjša. Takoj po uvrtanju IBO sidro zainjektiramo z injektirno maso skozi izplakovalno odprtino. Mešanico injektirne mase, injektirni pritisk in količino mora določiti izvajalec v skladu s

21 7 hribinskimi/zemljinskimi pogoji, odobriti pa jih mora inţenir. Po določenem času nato matice sider privijemo s pomočjo kalibriranega momentnega ključa. Slika 2.3: IBO sidro [5] 2.2 Varovanje gradbene jame z berlinsko steno Berlinsko steno v geotehniki uporabljamo skoraj izključno za varovanje gradbenih jam. Takšen način varovanja gradbenih jam se je uveljavil predvsem v Nemčiji. V Sloveniji je bila berlinska stena prvič uporabljena ob gradnji kleti za poslovno stavbo Metalke leta [2] Izvedba je razmeroma poceni, saj lahko jeklene profile in lesene plohe, ki so sestavni del berlinske stene, uporabimo večkrat. Izkop gradbene jame je razmeroma počasen, saj zahteva zalaganje ter zagozdenje lesenih plohov med jeklene profile precej ročnega dela. Namesto lesenih plohov lahko kot polnilo uporabimo tudi betonske ali armiranobetonske plošče. Izvajanje: Najprej v zemljino izvrtamo vrtine ustreznega premera, ki jih po potrebi tudi cevimo. Vrtine cevimo v primeru, kadar se v tleh nahajajo slabši materiali in lahko pride do večje porušitve vrtin. Nato v predhodno izvedene vrtine vgradimo jeklene I ali H profile na razdaljah, kakršne so potrebne na podlagi geostatičnih izračunov. Jeklene profile lahko po potrebi tudi zalijemo z betonom. Priporočene medsebojne razdalje znašajo od 1 do 3 m. Po vgradnji jeklenih profilov začnemo z izkopavanjem zemljine in zalaganjem lesenih plohov za jeklene profile. Izkope izvajamo po kampadah. Jeklene profile lahko tudi sidramo s pasivnimi ali geotehničnimi sidri v stabilno zaledje. Ta način uporabljamo predvsem v

22 8 primeru večjih globin gradbene jame. V primeru»oţjih«gradbenih jam, kot so gradbene jame za kanalizacije, vodovode, plinovode itd., lahko za razpiranje uporabimo jeklene razpore. Za prenašanje obteţb (lokalno večji zemeljski pritisk, popuščanje jeklenega profila, popuščanje sidra) na sosednje jeklene profile in v primeru poškodb nosilnih elementov berlinske stene lahko te na vrhu poveţemo z vezno armiranobetonsko gredo. Slika 2.4: Berlinska stena [24] Slika 2.5: Prerez berlinske stene [10]

23 9 2.3 Varovanje gradbenih jam s pilotno steno in geotehničnimi sidri Pilotne stene v geotehniki največkrat uporabljamo za podporne konstrukcije, kot so zaščite globokih gradbenih jam, sanacije plazov, stabilizacijo pobočij. V kombinaciji s pilotnimi stenami, predvsem pri večjih globinah/višinah, uporabljamo tudi geotehnična sidra. Z uporabo geotehničnih sider lahko dodatno povečamo nosilnost takšnih podpornih konstrukcij Pilotna stena Pilotna stena je vitka podporna konstrukcija (debelina je bistveno manjša od dolţine), za katero je značilno, da obteţbo zalednih zemljin in ostalih obremenitev s svojo upogibno togostjo prenaša v temeljna tla, kamor je tudi vpeta. Običajno je sestavljena iz armiranobetonskih pilotov okroglega prereza, narejenih na mestu samem. Piloti so lahko premera od 10 cm pa vse do 150 cm in več. Pilote, premera cm, imenujemo tudi mikro piloti. [13] Piloti so lahko nameščeni drug ob drugem ali pa so razmaknjeni. Razdalje med osmi pilotov morajo biti manjše ali enake 3-kratnemu premeru pilota (3 d), da takšno konstrukcijo še lahko upoštevamo kot steno (2D-analiza). [6] Vmesni prostor lahko ostane po izkopu nezapolnjen, lahko pa ga zapolnimo npr. z brizganim betonom. Za enakomerno prenašanje obteţb in deformacij na celotno pilotno steno jo na vrhu poveţemo z vezno armiranobetonsko gredo. Vezna AB greda mora imeti takšne dimenzije in togost, da prevzame posledice morebitnih poškodb nosilnih elementov pilotne stene (lokalno večji zemeljski pritisk, popuščanje pilota, popuščanje sidra) in prenese obteţbo na sosednje pilote oz. sidra. Posebno pozornost na vezni gredi je potrebno posvetiti namestitvi sidrnih glav geotehničnih sider, če je pilotna stena sidrana. [6] Izvajanje uvrtanih pilotov: Uvrtani piloti so najpogosteje izvajani piloti v Sloveniji, predvsem zaradi njihove univerzalne uporabnosti v različnih geotehničnih razmerah. Pilote lahko izvajamo na več načinov, odvisno od tehnologije izvedbe. Najbolj znane tehnologije so: Benotto, CFA, Kelly drogovje, dvojni rotacijski pogon.

24 10 V nadaljevanju bomo prikazali osnovni princip izvajanja. Najprej v zemljino izvrtamo vrtine ustreznega premera, ki jih po potrebi tudi cevimo. Vrtine cevimo v primeru, kadar se v tleh nahajajo slabši materiali in lahko pride do večje porušitve vrtin. Nato v predhodno izvedene vrtine vstavimo armaturne koše in jih zalijemo z betonom ali obratno. Betoniranje se izvaja skozi kontraktorsko cev pod gladino sveţega betona, da ne pride do segregacije betona. Izvedene AB pilote nato na vrhu poveţemo z vezno AB gredo. Po končani izdelavi pilotne stene začnemo z izkopavanjem zemljine in po potrebi zapolnjevanjem vmesnega prostora npr. z brizganim betonom. Izkope izvajamo po kampadah. Pilotno steno lahko tudi sidramo z geotehničnimi sidri v stabilno zaledje. Ta način uporabljamo predvsem v primeru večjih globin gradbene jame. Pilotna stena je lahko enkrat ali pa večkrat sidrana, odvisno od geostatičnih izračunov. Na izvedenih pilotih se, za dokazovanje zadostne izvedbe in nosilnosti, izvede test zveznosti pilotov. Pilote, ki jih je potrebno testirati, izbere nadzor. Slika 2.6: Pilotna stena, vezna greda, geotehnična sidra [16]

25 Geotehnična sidra Geotehnična sidra največkrat uporabljamo za podporne konstrukcije, stabilizacijo pobočij, zaščito pred dvigom tal zaradi vzgona ipd. Ker je horizontalno obremenjene konstrukcije potrebno horizontalno podpirati, razpore pa pri tem ovirajo delo v gradbeni jami, za trajno rabo pa tudi vizualno niso primerne, lahko v takih primerih uporabimo geotehnična sidra. Osnovni elementi geotehničnega sidra so: - vezni del, - prosti del, - sidrna glava. Glavni nosilni element sidra je natezna vez, ki jo predstavljajo jeklene palice ali jeklene vrvi. Natezna vez prenaša obteţbo s konstrukcije oziroma sidrne glave na vezni del sidra. Dolţina veznega dela sidra je odvisna od zahtevane nosilnosti sidra, premera vrtine in lastnosti temeljnih tal ter injekcijske mase. V splošnem velja, da vezna dolţina sidra ne sme biti manjša od 3 m in ne večja od 10 m. Prosti del sidra naj bi bil dolg vsaj 5 m. Mejne nosilnosti sider so običajno v razponu od 400 do 1800 kn. Večje vrednosti doseţemo s sidranjem v gramozih in peskih ter trdnih kamninah, niţje pa v koherentnih zemljinah. [17] Sidra delimo na začasna (varovanje gradbenih jam) in trajna. Trajna sidra so vsa sidra, ki imajo svojo funkcijo več kot dve leti. Začasna sidra dimenzioniramo z nekoliko niţjimi količniki varnosti, trajna pa z višjimi. Pri trajnih sidrih je pomembna zanesljiva protikorozijska zaščita. V ta namen sidra vgrajujemo v plastične cevi, vsako sidro posebej pa po vgradnji preverimo glede na električno upornost med glavo sidra in zemljino. Izmerjena upornost mora biti dovolj velika, da prepreči električni tok med sidrom in okolico. [17] Izvajanje: Najprej izvedemo vrtino ustrezne dolţine in premera, ki jo po potrebi zacevimo ali očistimo. Dolţina sider mora omogočati vrtanje z normalnim drogovjem, premer vrtine pa znaša cca. 130 mm oziroma je odvisen od kakovosti hribine. Sidra namestimo v pripravljeno vrtino, običajno nagnjeno navzdol za Pri manjših naklonih obstajajo

26 12 teţave z vgradnjo in injektiranjem, pri večjih naklonih pa sidrna sila pomembno prispeva k osni sili v podporni konstrukciji, horizontalna komponenta pa je manjša. [17] Po vstavitvi sidra v vrtino sledi injektiranje notranjosti zaščitnega ovoja sidra, ki se neprekinjeno izvaja od najniţje spodnje točke navzgor do popolne zapolnjenosti notranjosti sidra. Sledi injektiranje zunanjega dela sidra, to je območje med zaščitnim ovojem sidra in steno vrtine. Sidro se injektira najkasneje 12 ur po končanem vrtanju. Vodocementni faktor (v/c) cementne mase za injektiranje znaša od 0.36 do Po potrebi se izvede tudi poinjektiranje, s čimer povečamo nosilnost veznega dela sidra. Vodocementni faktor (v/c) cementne mase za poinjektiranje znaša [18] Po določenem času sledi prednapenjanje sider (tristopenjski celoviti preizkus nosilnosti na vsaj 10 % vgrajenih sider in enostopenjski enostavni preizkus napenjanja na vsakem sidru) in zaklinjanje. Še pred začetkom vgrajevanja sider pa je potrebno na posebej vgrajenih preizkusnih sidrih izvesti 6 10-stopenjske preiskave sider do porušitve. Po zaklinjanju se sidrna glava ustrezno zaščiti s protikorozijsko zaščito, ustreznost pa se preveri s preizkusom z električno upornostjo med glavo sidra in zemljino. [17] Slika 2.7: Izvajanje geotehničnih sider [15]

27 Varovanje gradbenih jam z zagatnicami Zagatnice v geotehniki uporabljamo skoraj izključno za varovanje gradbenih jam. Takšen način varovanja je primeren predvsem v zemljinah (prodi, peski, melji, gline, ilovice itd.), v katere je mogoče vtisniti, zabiti ali uvibrirati zagatnice, ni pa primeren na območjih, kjer se v tleh nahajajo trdne, skalnate ali zbite plasti, saj jih z zagatnicami ni mogoče prebiti. V tem primeru sicer lahko izvedemo predvrtavanje, zamenjavo izvrtanega sloja ali razruševanje kamnine, vendar pa je za to ţe potrebna posebna mehanizacija, ki posledično tudi poviša ceno izvedbe. Zagatnice nudijo tudi zelo dobro zaščito pred vdorom talne vode v gradbeno jamo. Zagatna stena je v primerjavi z ostalimi načini varovanja, kot sta pilotna stena in diafragma, zelo vitka in upogibna podporna konstrukcija. Za izvedbo zagatne stene največkrat uporabimo jeklo, medtem ko se les in beton uporabljata redkeje. Izvedba vgradnje zagatnic je z leti zelo napredovala. Jekleni profili omogočajo hitro in ekonomično gradnjo, poleg tega pa jih lahko uporabimo večkrat. Danes lahko z razmeroma enostavnimi nastavki, ki jih lahko vgradimo na večji bager, dokaj enostavno in brez uporabe kakšne posebne mehanizacije izvedemo zagatno steno. Zagatnice lahko po potrebi sidramo v varno zaledje ali pa jih razpiramo. Prednosti zagatne stene so hitrost izvedbe, moţna takojšna izvedba izkopov po vgradnji zagatnic, dobra zaščita pred vdorom talne vode, moţnost razstavljanja in večkratne uporabe ter majhna potreba po delovni sili, medtem ko so pomanjkljivosti velika upogibnost zagatnic, hrup zaradi vibriranja pri vgradnji, omejena globina varovanja z dolţino elementa, ki ga lahko transportiramo, in omejena uporaba v trdnejših tleh. [10] Izvajanje: Zagatnice zabijemo eno ob drugi v»mehka«tla. Pri tem moramo biti pozorni, da jih primerno stikamo v nevtralnih oseh. V primeru urejenih stikov so takšne stene zelo tesne in ne prepuščajo vode. Zagatnice lahko po potrebi tudi sidramo v stabilno zaledje. Ta način uporabljamo predvsem v primeru večjih globin gradbene jame. V primeru»oţjih«gradbenih jam lahko za razpiranje uporabimo jeklene razpore. Po vgradnji zagatnic začnemo z izkopavanjem zemljine do predvidene globine gradbene jame. Po končani

28 14 gradnji zagatnice vibracijsko izvlečemo iz tal in jih lahko uporabimo na naslednjem gradbišču. Slika 2.8: Zagatna stena [19] Slika 2.9: Vtiskanje zagatnic [23]

29 Varovanje gradbenih jam z diafragmo Diafragmo v geotehniki največkrat uporabljamo pri izvedbi neprepustnih pregrad, globokih vertikalnih izkopov, kot so gradbene jame, ter kot nosilne elemente, ki nadomeščajo druge vrste globokega temeljenja. Prvotno se je diafragma uporabljala predvsem pri gradnji zemeljskih pregrad, kjer je kot vodoneprepustni element delovala kot zapora proti pronicanju vode skozi pregrado. Za varovanje gradbene jame se je diafragma začela uporabljati šele, ko so razvili vgradnjo betona z bentonitno izplako. Diafragma je upogibna podporna konstrukcija iz armiranobetonskih in na mestu izdelanih panelov, katerih debelina običajno znaša od 40 do 120 cm, širina pa od 3 do 6 m, prav tako pa lahko z diafragmo dosegamo velike globine. Velika prednost diafragme pred ostalimi konstrukcijami za varovanje gradbenih jam je v tem, da je to kontinuirna stena, ki je lahko hkrati tudi del kasneje izvedenega objekta, kar pomeni tudi ekonomično prednost. Ker je diafragma pravokotnega prereza, je armatura v njej bolje izkoriščena kot pri pilotni steni. Prav tako je diafragma vodotesna in vodoneprepustna. To zagotovimo tako, da med lamele vgradimo poseben tesnilni trak. Je pa diafragmo v primerjavi s pilotno steno teţje izvesti v trših materialih oziroma je v tem primeru potrebna posebna oprema za izkop. [10] Izvajanje: Najprej izdelamo uvodni kanal, ki sluţi kot vodilo za izkop lamele diafragme. Hkrati vodilni kanal napolnimo z bentonitno izplako, s katero varujemo stene izkopa pred posameznimi porušitvami. Izkope zemljine izvajamo s posebnim grabeţem na vertikalnem vodilu. Izkope diafragme izvajamo v lamelah zaporedoma ali pa izmenično za parne in neparne segmente. Po izkopu posamezne lamele v izkop s pomočjo bagra vstavimo armaturni koš. Po vgradnji armature sledi vgradnja betona, ki izpodriva laţjo bentonitno izplako. Zaradi mešanja betona in bentonitne izplake se na vrhu diafragme ustvari mešanica obeh materialov, ki zmanjšuje njeno nosilnost, zato zgornji del odstranimo. [10]

30 16 Slika 2.10: Izkop lamele za diafragmo [21] 2.6 Varovanje gradbenih jam z injektiranjem Injektiranje je postopek, pri katerem pod pritiskom vtiskamo injektirno maso v praznine ali razpoke, ki se nahajajo v zemljinah, kamninah ali obstoječih objektih, in posledično povečamo nosilnost ter omejimo deformacije. Injektiranje največkrat uporabljamo za: zmanjšanje vodoprepustnosti zemljin, preprečevanje erozije pod temelji, povečanje nosilnosti temeljnih tal pod objekti ter posledično omejitev deformacij, zapolnjevanje praznin med betonskimi konstrukcijami in

31 17 zaledno hribino, dvig objektov zaradi posedkov, povečanje nosilnosti sider, povečanje nosilnosti poškodovanih zidov. Injektiranje delimo na zapolnjevanje praznin prostorov v tleh, kompaktno injektiranje, konsolidacijsko injektiranje, kontaktno injektiranje, jet-grouting. [13] V primeru varovanja gradbenih jam lahko injektiranje uporabimo za povečanje nosilnosti breţin gradbene jame. Ta način je uporaben v primeru, da se na območju izkopavanja nahajajo sipki materiali in tako obstaja nevarnost osipanja zemljine v gradbeno jamo tekom izkopavanja, kar lahko ogrozi delavce v njej. V tem primeru pred začetkom izkopavanja izvedemo injektiranje zemljine. Pri tem moramo uporabiti injekcijsko cementno maso, katere trdnost bo še vedno dovolj majhna, da lahko zainjektirano zemljino še vedno izkopljemo. Z injektiranjem sipkemu materialu dodamo kohezivnost in ga posledično lahko kopljemo pod večjimi nakloni, ne da bi se osipal. V primeru, da ţelimo z injektiranjem tudi celostno varovati breţine gradbene jame, uporabimo cementno maso večje trdnosti, injektirne vrtine pa izvedemo globlje. Izvajanje: Najprej izvrtamo vrtine, ki jih moramo po končanem vrtanju temeljito očistiti s komprimiranim zrakom in jih ustrezno zaščititi. Premeri cevi in šob morajo zagotoviti veliko hitrost pretoka in preprečiti segregacijo mase. Postopek injektiranja moramo izvesti brez večjih prekinitev. V primeru, da pritisk pri injektiranju s cementno injektirno maso ne narašča, moramo injektiranje prekiniti, vrtino nato izprati in postopek ponoviti po nekaj urah. V primeru, da injektirna masa prehaja med vrtinami, moramo injektiranje na takšnem območju izvajati sočasno oziroma moramo sosednjo vrtino zatesniti. Doseţeni zahtevani pritisk v vrtini mora biti konstanten, da je injektiranje končano. [25]

32 18 Slika 2.11: Primeri injektiranja a) zapolnjevanje praznin v tleh b) povečanje nosilnosti tal c) zmanjšanje vodoprepustnosti tal [4]

33 19 3 TALNA IN METEORNA VODA 3.1 Zniževanje vode v gradbenih jamah Ker ţelimo, da se dela opravljajo v suhi gradbeni jami, saj je v tem primeru delo bolj varno, laţje, cenejše in hitrejše, je potrebno preprečiti dotok vode ali pa izvesti ustrezno odvodnjavanje. Dotok vode lahko preprečimo ali omejimo z vodotesnimi stenami, kot so zagatnice, jet-grouting ali injektiranje, z direktnim črpanjem vode iz gradbene jame (t. i. neposredno osuševanje) ali pa z zniţevanjem nivoja podtalne vode zunaj območja gradbene jame (t. i. posredno osuševanje). Izbira metode je odvisna od dotoka in nivoja talne vode, prepustnosti zemljine, globine in velikosti gradbene jame, bliţine sosednjih objektov ipd. Pri tem moramo biti pozorni na to, da z niţanjem podtalne vode ne ogrozimo sosednjih objektov, v nasprotnem primeru moramo izvesti vodotesen obod gradbene jame. V primeru pojava talne vode v gradbeni jami je potrebno preveriti porušitev temeljnih tal zaradi vzgona, hidravličnega loma, notranje erozije zemljine. 3.2 Neposredno osuševanje gradbene jame Vodo črpamo iz gradbene jame takrat, ko je dotok vode relativno majhen in nam omogoča kontrolirano črpanje, ter takrat, ko dela izvajamo v slabo prepustnih koherentnih zemljinah. [13] Osuševanje izvedemo tako, da na dnu gradbene jame izvedemo jarke in jih pod nakloni speljemo do zbirnih jaškov, kamor poloţimo sesalni koš črpalke. Od tod nato vodo črpamo iz gradbene jame. Za zbirne jaške uporabljamo betonske cevi, ki jih lahko ustrezno preluknjamo, da se vanje steka tudi podtalna voda ali pa preprosto izkopljemo kotanje in obod zapolnimo s prodcem ali drobljencem. Število zbirnih jaškov in črpalk je odvisno od količine vode, velikosti gradbene jame ipd.

34 20 Slika 3.1: Direktno črpanje vode iz gradbene jame [lastni vir] 3.3 Posredno osuševanje gradbene jame V primeru, da je dotok vode v gradbeno jamo premočan in dela izvajamo v dobro prepustnih tleh, polega tega pa nam direktno črpanje vode iz gradbene jame ne zadošča in postane neekonomično, se odločimo za niţanje nivoja podtalne vode z vodnjaki v okolici gradbene jame ter tako doseţemo, da se gradbena jama povsem osuši. [13] Osuševanje izvedemo tako, da na obrobju ali zunaj gradbene jame izdelamo sistem vodnjakov, iz katerih nato črpamo vodo s črpalkami. Glavni prednosti posrednega osuševanja sta zmanjšanje vodnega pritiska in dejstvo, da vodotesnih sten ne potrebujemo (zagatnice, jet-grouting). Slika 3.2: Zniţevanje nivoja podtalne vode zunaj območja gradbene jame [lastni vir]

35 Zatesnitev gradbene jame V primeru, da talne vode v gradbeni jami ne smemo zniţevati, je potrebno dostop talne vode v gradbeno jamo preprečiti brez v prejšnjem poglavju opisanih osuševanj. Takšni primeri se največkrat pojavijo na območjih s strnjeno pozidavo, kjer bi padec nivoja talne vode lahko negativno vplival na stabilnost sosednjih objektov. Dotok talne vode v gradbeno jamo v tem primeru preprečimo z ustreznim tesnjenjem oboda in dna gradbene jame. Tesnjenje oboda gradbene jame lahko izvedemo z jet-grouting slopi, injektiranjem, zagatnicami, diafragmo,»polno«pilotno steno ali kakšno drugo tesnilno konstrukcijo. Slika 3.3: Primer tesnilne zavese iz jet-grouting slopov [lastni vir] Dotok vode preko dna gradbene jame lahko preprečimo z izvedbo jet-grouting slopov ali talne plošče. V primeru velikih sil vzgona lahko talno ploščo tudi sidramo. Slika 3.4: Primer tesnilne talne plošče s sidri [lastni vir]

36 22 4 GEOLOŠKO-GEOMEHANSKI PODATKI 4.1 Geološke in hidrološke značilnosti Na obravnavanem območju se nahaja šoštanjski prelom, kjer se je oligocenska podlaga (OI 2 ) pogreznila pod strmim kotom. Obravnavani objekt se nahaja juţno od predvidenega šoštanjskega preloma. Globina, na kateri se pojavijo oligocenske plasti, znaša od 4.5 m do 15 m, saj so bile vrtine izvrtane na več območjih, globina pa je posledično odvisna od lokacije posamezne vrtine. Širina preloma znaša od nekaj metrov pa vse do več kot 10 m. Na območju preloma so oligocenske plasti močno pretrte, sestavljajo pa jih plasti meljne lapornate gline, lapornatih glinovcev in tufa. Na oligocenske plasti so odloţene pliokvartarne plasti (Pl, Q), katerih debelina se povečuje proti severu. Pliokvartarne plasti so heterogene, sestavljajo pa jih rjavi zaglinjeni, meljasti in peščeni grušči, gline ter peski. V bliţini reke Pake in ostalih pritokov se nahajajo aluvijalni nanosi, ki so heterogeni, sestavljajo pa jih debelozrnati, srednjezrnati in drobnozrnati prodniki, peski in peščena glina. [7] V hidrogeološkem smislu je mogoče obravnavati prode, grušče in peske kot dobro prepustne, melje in gline kot slabo prepustne, laporje, glinovce in tufe pa kot zelo omejeno prepustne oziroma kot praktično neprepustne kamnine. Talna voda je vezana predvsem na količine padavin in nivo vode v reki Paki. Slika 4.1: Osnovna geološka karta območja [7]

37 Izvedene terenske raziskave in sestava temeljnih tal Terenske in laboratorijske preiskave tal Mehanske in fizikalne lastnosti tal ter striţne karakteristike so bile določene na osnovi terenskih in laboratorijskih raziskav (geotehnične vrtine z meritvami SPT, vizualne razvrstitve na terenu, določitev zrnavosti, gostote). Nivo talne vode v geotehnični vrtini je bil zaznan na globini 3.5 m (najbliţja vrtina naši lokaciji). [11] Razporeditev slojev in mehanske lastnosti tal Sloj 1: m: Umetno nasutje (peščeno-meljasti grušči in prodi s plastmi gline in peska) - prostorninska teţa γ = 19.5 kn/m 3 - kohezija c = 0.0 kpa - striţni kot υ = modul elastičnosti E kpa - koeficient prepustnosti k = m/s [11] Sloj 2: m: Peščeno-meljast grušč s prodniki (ML/GM.GM) - prostorninska teţa γ = 19.0 kn/m 3 - kohezija c = 0.0 kpa - striţni kot υ = modul elastičnosti E kpa - koeficient prepustnosti k = m/s [11] Sloj 3: > 5.40 m: Pliokvartarne plasti Pl. Q (MH.CH/MH) - prostorninska teţa γ = 17.6 kn/m 3 - kohezija c = 6.0 kpa - striţni kot υ = modul elastičnosti E 8500 kpa - koeficient prepustnosti k = m/s [11]

38 Opis gradbene jame Gradnja meteorne kanalizacije se izvaja znotraj obstoječega sestava objektov TEŠ. Kot je razvidno s spodnje slike, bo meteorna kanalizacija (temnozelena in rdeča črta) potekala med različnimi objekti, nato pa bo na določenem delu dvakrat prečkala obstoječe cevovode za hladilno tekočino (modra barva); premeri cevovodov znašajo 1.2 m, 2.4 m in 2.6 m. Pri tem je potrebno dodati, da bo teme cevi meteorne kanalizacije zaradi potrebnih naklonov kanalizacije izvedeno le cca. 10 cm pod spodnjim nivojem obstoječih cevovodov (prikazano na spodnji sliki), saj v primeru večje poglobitve cev meteorne kanalizacije na iztoku pade pod nivo struge reke Pake. Globina gradbene jame je konstantna in znaša cca. 5.0 m, merjeno z nivoja terena, medtem ko se os meteorne kanalizacije nahaja na globini cca. 3.5 m. Dolţina gradbene jame znaša cca. 50 m (os kanalizacije). Gradbena jama je tako razdeljena na dva različna dela glede na tip izvedbe. Prvi del predstavlja t. i. odprti del gradbene jame, drugi pa t. i. zaprti del gradbene jame. Odprti del gradbene jame predstavlja območje na skrajno vzhodni, zahodni in severni strani poteka meteorne kanalizacije, medtem ko zaprti del gradbene jame predstavlja območje pod obstoječimi cevovodi. V ta namen bosta določena dva različna tipa varovanja, katerih razlika bo predvsem v tehnologiji gradnje, medtem ko bo podporna konstrukcija breţin načeloma ostala enaka, tako za odprti kot za zaprti del. Zaradi bliţine ostalih objektov in posledično pomanjkanja prostora odprtega dela gradbene jame ni moţno izvesti le z nakloni breţin, torej brez podporne konstrukcije. Pri zaprtem delu gradbene jame pa je potrebno paziti predvsem na to, da ne pride do prevelikih deformacij cevovoda. Na podlagi zasnove delovišča, razpoloţljivih delovnih strojev, okolja in dostopnosti bomo varovanje breţin gradbene jame izvedli z brizganim betonom, armaturnimi mreţami in pasivnimi sidri. Na območju zaprtega dela gradbene jame bomo obstoječe cevovode ustrezno podprli. Poudariti moramo, da v tem primeru varovanja gradbene jame izvajamo začasno konstrukcijo.

39 25 Slika 4.2: Tloris trase varovanja gradbene jame rdeča črta [lastni vir] Slika 4.3: Prečni profil prečkanja meteorne kanalizacije pod obstoječimi hladilnimi cevovodi [lastni vir]

40 26 5 OSNOVE IN PROGRAMI ZA PROJEKTIRANJE 5.1 Analiza stabilnosti brežin Analizo stabilnosti smo obdelali na geotehničnem profilu, pri katerem smo upoštevali geotehnične lastnosti materiala, globine posameznih slojev zemljin, geometrijo terena ter nivo talne vode, ki ga pričakujemo v temeljnih tleh. Kot rezultate analize smo dobili kritične porušnice, ki izkazujejo stabilno ali nestabilno stanje terena. Za izračun smo uporabili računalniški program Slide podjetja Rocscience. Za stabilnostne izračune v Sloveniji uporabljamo projektni pristop 3 po standardu SIST EN , po katerem reduciramo karakteristične striţne parametre zemljin s faktorji 1.25, stalne in spremenljive obteţbe pa mnoţimo z ustreznimi faktorji. [12] Metode izračuna drsin Analizo stabilnosti breţin gradbene jame smo izvedli na podlagi numeričnih metod za izračun kritičnih drsin, ki temeljijo na lamelni metodi analize. Pri analizah moramo izraziti ravnovesne pogoje za določen sistem sil, ki deluje na prerez terena, ki ga podamo v analitični obliki. Pri lamelni metodi analize stabilnosti je potencialna drseča masa sestavljena iz več lamel z vzporednimi mejami med lamelami. Ravnovesje vsake lamele se obravnava posamično, kar pomeni, da moramo za vsako lamelo posebej izpolniti ravnoteţne pogoje. Upoštevamo vse notranje sile in medlamelne sile ob mejah s sosednjimi lamelami. [9] Za izračun kritičnih drsin pogosto uporabljamo numerične postopke, ki sta jih definirala Bishop in Janbu; uporablja jih tudi računalniški program Slide, s katerim smo izvedli izračune. Bishopova metoda je uporabna za stabilnostne analize s kroţnimi drsinami. Rešitev je izvedena iz ravnovesnih pogojev za navpično smer in iz momentnih pogojev glede na središče kroţne drsine. Janbujeva metoda je uporabna za stabilnostne analize z drsinami poljubnih oblik. Rešitev je izvedena iz ravnovesnih pogojev za navpično in horizontalno smer. [9] Kot kriterij porušitve materialov smo uporabili Mohr-Coulombov kriterij, katerega striţna parametra sta c (kohezija) in υ (striţni kot).

41 Elasto-plastična analiza z MKE Stabilnostno-statične izračune z elasto-plastično analizo po metodi končnih elementov (MKE) smo izvedli na geotehničnih profilih, pri katerih smo upoštevali geotehnične lastnosti materiala, globine posameznih slojev zemljin, geometrijo terena ter nivo talne vode, ki ga pričakujemo v temeljnih tleh. Kot rezultate analiz smo dobili vrednosti notranjih statičnih količin v podpornih konstrukcijah (prerez brizganega cementnega betona in pasivna sidra) in vrednosti pomikov. Za izračun smo uporabili računalniški program Phase2 podjetja Rocscience, ki deluje na podlagi metode končnih elementov (MKE). Programska oprema temelji na tem, da neko podano ravnino razdelimo na končno število elementov, ki so med seboj povezani tako, da ta razdelitev ustreza geometrijskim značilnostim obravnavanega objekta in materialnim značilnostim z vsemi anomalijami. S to razdelitvijo je moţno natančno analizirati oziroma prikazati vplive posegov pri geotehničnem projektiranju. Izračune smo izvajali po korakih, kakor si bodo sledili tudi pri sami izvedbi. Tako smo za odprti del gradbene jame najprej izdelali model obstoječega stanja, nato smo izvedli izkop do polovične globine, nato pa izkop do samega dna. Na podoben način smo izvedli tudi izračune na zaprtem delu gradbene jame, kjer pa smo izračune izvedli v dveh korakih zaradi drugačnega načina izvedbe. Izračune podpornih konstrukcij (prerez brizganega cementnega betona in pasivna sidra) smo izvedli tako, da smo izbrali betonski prerez poljubnih dimenzij in pasivna sidra poljubne natezne trdnosti, nato pa smo z dimenzioniranjem podpornih konstrukcij konvergirali do optimalne rešitve. Pri izračunu smo dokazovali mejna stanja skladno s standardom SIST EN (t. i. Evrokod 7): - MSU (mejno stanje uporabnosti), - MSN (mejno stanje nosilnosti), pri katerem uporabimo projektni pristop 1 (kombinaciji 1 in 2) po standardu Evrokod 7, ki ga uporabljamo za izračune z metodo končnih elementov.

42 28 Pri MSU uporabimo karakteristične vrednosti materialnih parametrov zemljin in konstrukcij, karakteristične geometrije ter podatke o nivoju talne vode. Vsi delni količniki so skladno s standardom enaki 1.0. [12] Pri MSN izvedemo dve kontroli mejnega stanja po projektnemu pristopu 1, pri čemer uporabimo delne faktorje za učinke vplivov (kombinacija 1) ali redukcijo parametrov striţnih karakteristik zemljine (kombinacija 2). [12] Softening/hardening model Pri izračunu smo uporabili Softening/hardening model, ki upošteva proces obremenjevanja, razbremenjevanja in posledično utrjevanja materiala, npr. Hardening-Soil model v programski opremi Plaxis. Softening/hardening model deluje na podlagi Mohr-Coulombovega kriterija porušitve materialov, togost zemljine pa apliciramo z nelinearnim elastičnim obnašanjem zemljine, ki upošteva odvisnost modula elastičnosti od vertikalnih napetosti. Odvisnost je prikazana v naslednji enačbi: E = E 0 (p / (p ref ) α, kjer je p ref referenčna napetost, E 0 modul elastičnosti pri referenčni napetosti, p napetost na določeni globini, α pa eksponent, ki določa stopnjo modula elastičnosti od napetosti. Pri tem je potrebno upoštevati, da sta p ref in E 0 običajno pridobljena iz laboratorijskih preiskav. [1] V nadaljevanju je v tabeli prikazana primerjava parametrov Softening/hardening modela s Hardening-Soil modelom (vrednosti parametrov so simbolične). Preglednica 5.1: Primerjalna tabela Phase2-Plaxis [1] [8] Softening/hardening model - PHASE2 1. Porušitveni parametri a = (koeficient utrjevanja. ki običajno znaša 5 10 % deviatoričnih deformacij pri c (kpa) - kohezija υ ( ) - striţni kot ψ ( ) - kot razmikanja Hardening-Soil model - PLAXIS

43 29 porušitvi materiala) 2. Parametri togosti (in primer medsebojne odvisnosti) E 0 = 15.0 MPa (modul elastičnosti pri referenčni napetosti) p ref = 100 kpa (običajno privzeta referenčna napetost) α = 0.5 (eksponent, ki določa stopnjo modula elastičnosti od napetosti) ν = 0.3 (Poissonov količnik) E 50 ref = 15.0 MPa (sekantni deformacijski modul pri 50-odstotni trdnosti zemljine) E oed ref = 15.0 MPa (tangentni edometrski modul) E ur ref = 45.0 MPa (deformacijski modul razbremenitve in ponovne obremenitve) E ref 50 = E ref ref ref oed. E ur = 3 E 50 p ref = 100 kpa (običajno privzeta referenčna napetost) m = 0.5 (eksponent, ki določa stopnjo deformacijskega modula od napetosti) Ugotovitve: V poglavju 6.2 so prikazani rezultati elastoplastičnih analiz po obeh metodah na primeru odprtega dela gradbene jame. Pomiki in notranje statične količine (NSK) v podporni konstrukciji so v obeh primerih podobnih velikosti. Do razlike v rezultatih je prišlo zato, ker programa uporabljata različne parametre in formule. V programu Phase2 sidra definiramo na precej bolj kompleksen način kot v programu Plaxis, saj je potrebno poleg togosti sidra definirati tudi zunanje parametre (stik sidro zemljina, premer vrtine oziroma injekcijske mase itd.), kar močno vpliva na končne rezultate. Prav tako je zelo kompleksno definiranje koeficienta utrjevanja a, ki ga lahko praktično dobimo le iz triosnih preiskav, daje pa bistvene razlike v rezultatih. 5.3 Dimenzioniranje konstrukcije iz brizganega betona in armaturnih mrež Pri dimenzioniranju AB prereza na upogibno obremenitev smo uporabili računalniški program Gala, pri dimenzioniranju AB prereza na striţno obremenitev pa smo uporabili osnovne enačbe oziroma izraze, podane v standardu SIST EN (t. i. Evrokod 2).

44 Dimenzioniranje pasivnih sider Za preveritev notranje nosilnosti pasivnih sider smo uporabili specifikacije sider. Slednje smo pridobili s strani proizvajalcev (ŢMLJ, d. o. o.), za izračun zunanje nosilnosti sider pa smo upoštevali izraze, podane v standardu Evrokod Dimenzioniranje jeklenih podpor in talne plošče za hladilne cevovode Za dimenzioniranje jeklenih podpor in talne plošče na mestu obstoječih hladilnih cevovodov smo uporabili računalniški program Tower7 podjetja Radimpex in upoštevali standarde Evrokod 0, 1, 2 in Izračun hidravličnega loma tal Za preverjanje odpornosti proti porušitvi zaradi hidravličnega loma tal, ki je posledica strujanja vode v tleh, in izračun dotoka talne vode v gradbeno jamo smo uporabili program Phase2 podjetja Rocscience. Pri izračunih smo uporabili osnovne enačbe oziroma izraze, podane v standardu Evrokod 7.

45 31 6 STABILNOSTNI, STATIČNI IZRAČUNI IN DIMENZIONIRANJA 6.1 Analiza stabilnosti brežin gradbene jame Najprej smo izvedli izračun stabilnosti breţin gradbene jame v primeru, če breţine gradbene jame varujemo le z nakloni. V tem primeru smo kot rezultat dobili kritične porušnice in posledično potreben naklon breţin gradbene jame. Za izdelavo analize stabilnosti smo uporabili Mohr-Coulombov kriterij za porušitev materialov in Janbu metodo za izračun drsin. Pri izračunu smo uporabili projektni pristop 3 po standardu Evrokod 7, ki ga uporabljamo za izračun globalne stabilnosti. [12] Vhodni podatki Pri izračunu smo upoštevali naslednje karakteristike zemljin: Umetno nasutje: c = 0 kpa z upoštevanjem c = 1.25 c d = 0 kpa υ = 30.0º z upoštevanjem υ = 1.25 υ d = 24.8º Peščeno-meljast grušč s prodniki: c = 0 kpa z upoštevanjem c = 1.25 c = 0 kpa υ = 33.0º z upoštevanjem υ = 1.25 υ = 27.4º Pliokvartarne plasti: c=6 kpa z upoštevanjem c = 1.25 c = 4.8 kpa υ=25.8º z upoštevanjem υ = 1.25 υ = 21.1º

46 Rezultati Spodnja slika prikazuje kritične porušnice (F < 1.0). Slika 6.1: Analiza stabilnosti Zgornja slika prikazuje kritične porušnice, pri katerih je varnostni faktor manjši od 1, kar pomeni, da porušnice izkazujejo nestabilno stanje. Na podlagi slike lahko sklepamo, da bi bilo potrebno breţine izvesti pod kotom največ 34, da bi izvedba bila moţna brez podporne konstrukcije. Ker za izvedbo breţin z nakloni 34 ni dovolj prostora, je potrebno izkop zaščititi z ustrezno podporno konstrukcijo, kar nam omogoča izvedbo pod večjimi nakloni. 6.2 Stabilnostno-statični izračun brežin gradbene jame na odprtem delu Vhodni podatki Pri izračunu smo upoštevali naslednje karakteristike zemljin: Slika 6.2: Vhodni parametri zemeljskih slojev

47 33 Za podporno konstrukcijo smo upoštevali naslednje karakteristike brizganega cementnega betona in pasivnih sider: Slika 6.3: Vhodni parametri brizganega betona in pasivnih sider Vztrajnostni moment betonskega prereza smo izračunali po naslednji enačbi: I = b h 3 /12 = /12 = m 4, kjer je: b (m) = širina prereza (2D program računa na tekoči meter), h (m) = višina prereza. Pri izračunu smo upoštevali tudi obteţbo dostavnih vozil, ki smo jo pri obteţnih primerih ustrezno faktorirali (spremenljiva obteţba): MSU: q = 15 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.00 q = 15.0 kpa MSN kombinacija 1: q = 15 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.50 q = 22.5 kpa MSN kombinacija 2: q = 15 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.30 q = 19.5 kpa

48 34 : Slika 6.4: Model za drugo/končno fazo izkopa po MSU Model za MSN se razlikuje le v velikosti spremenljive obteţbe dostavnih vozil Rezultati NSK v brizganem betonu Slika 6.5: Pomiki v prvi fazi izvedbe gradbene jame po MSU

49 35 Slika 6.6: Pomiki v drugi/končni fazi izvedbe gradbene jame po MSU Slika 6.7: Upogibni momenti za najneugodnejši primer Slika 6.8: Striţne sile za najneugodnejši primer

50 36 Projektni pristop Preglednica 6.1: NSK v podporni konstrukciji Phase2 Upogibni momenti (knm) Striţne sile (kn) Osne sile (kn) Pomiki (cm) MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = = 19.8 MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) Projektni pristop Preglednica 6.2: NSK v podporni konstrukciji Plaxis Upogibni momenti (knm) Striţne sile (kn) Osne sile (kn) Pomiki (cm) MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = = 59.8 MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) Sklep: Pomiki, glede na MSU, na območju podporne konstrukcije znašajo do 3.0 cm (Phase2) oziroma 2.1 cm (Plaxis). Največji pričakovani pomiki so na dnu gradbene jame in znašajo do 4.1 cm (Phase2) oziroma 3.0 cm (Plaxis). Glede na izračunane notranje statične količine po projektnih pristopih lahko ugotovimo, da so za dimenzioniranje podporne konstrukcije z brizganim cementnim betonom in armaturnimi mreţami merodajne notranje statične količine, izračunane po MSN kombinacija 2.

51 Rezultati NSK v pasivnih sidrih Slika 6.9: Osne sile v pasivnih sidrih za najneugodnejši primer Projektni pristop Preglednica 6.3: NSK v pasivnih sidrih Phase2 Osne sile (kn) sidro 5 m Osne sile (kn) sidro 3 m MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) Preglednica 6.4: NSK v pasivnih sidrih Plaxis Projektni pristop Osne sile (kn) sidro 5 m Osne sile (kn) sidro 3 m MSU (F=1.0) = = MSN kombinacija 1 (F= ) = = MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) = = Sklep: Glede na izračunane osne sile v sidrih po projektnih pristopih lahko ugotovimo, da so za dimenzioniranje pasivnih sider merodajne osne sile po MSN kombinacija 2.

52 Stabilnostno-statični izračun brežin gradbene jame na zaprtem delu Vhodni podatki Pri izračunu smo upoštevali naslednje karakteristike zemljin: Slika 6.10: Vhodni parametri brizganega betona in pasivnih sider Predpostavljeni prerez podporne konstrukcije zmanjšamo glede na odprti del gradbene jame. Sidra ostanejo enake natezne trdnosti. Slika 6.11: Vhodni parametri brizganega betona in pasivnih sider Pri izračunu smo upoštevali tudi obteţbo jeklenega cevovoda (stalna obteţba) in hladilne tekočine v njem (spremenljiva obteţba), kar smo pri obteţnih primerih ustrezno faktorirali: MSU: q =40 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.00 q = 40 kpa g = 3.2 kpa z upoštevanjem γ G = 1.00 g = 3.2 kpa MSN kombinacija 1: q = 40 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.50 q = 60 kpa g = 3.2 kpa z upoštevanjem γ G = 1.35 g = 4.32 kpa

53 39 MSN kombinacija 2: q = 40 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.30 q = 52 kpa g= 3.2 kpa z upoštevanjem γ G =1.00 g = 3.2 kpa Slika 6.12: Model izkopa po MSU Model za MSN se razlikuje le v velikosti obteţb Rezultati NSK v brizganem betonu Slika 6.13: Pomiki izkopa po MSU

54 40 Slika 6.14: Upogibni momenti za najneugodnejši primer Slika 6.15: Striţne sile za najneugodnejši primer Projektni pristop Preglednica 6.5: NSK v podporni konstrukciji Phase2 Upogibni momenti (knm) Striţne sile (kn) Osne sile (kn) Pomiki (cm) MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = = MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25)

55 41 Sklep: Pomiki, glede na MSU, na območju podporne konstrukcije znašajo do 1.4 cm. Največji pomiki so na dnu gradbene jame in znašajo do 2.5 cm. Glede na izračunane notranje statične količine po projektnih pristopih lahko ugotovimo, da so za dimenzioniranje podporne konstrukcije z brizganim betonom in armaturnimi mreţami merodajne notranje statične količine, izračunane po MSN kombinacija 1 (striţne sile) in 2 (upogibni momenti) Rezultati NSK v pasivnih sidrih Slika 6.16: Osne sile v pasivnih sidrih za najneugodnejši primer Preglednica 6.6: NSK v pasivnih sidrih Phase2 Projektni pristop Osne sile (kn) sidro 2 m MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) Sklep: Glede na izračunane osne sile v sidrih po projektnih pristopih lahko ugotovimo, da so za dimenzioniranje pasivnih sider merodajne osne sile po MSN kombinacija 1.

56 Stabilnostno-statični izračun brežin gradbene jame na bočnem delu cevovodov Vhodni podatki Pri izračunu smo upoštevali naslednje karakteristike zemljin: Slika 6.17: Vhodni parametri brizganega betona in pasivnih sider Predpostavljeni prerez podporne konstrukcije ostane enak kot na odprtem delu gradbene jame. Prav tako predpostavimo sidra enake natezne trdnosti. Slika 6.18: Vhodni parametri brizganega betona in pasivnih sider Pri izračunu smo upoštevali tudi obteţbo jeklenega cevovoda (stalna obteţba) in hladilne tekočine v njem (spremenljiva obteţba), kar smo pri obteţnih primerih ustrezno faktorirali: MSU: q =40 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.00 q = 40 kpa g = 3.2 kpa z upoštevanjem γ G = 1.00 g = 3.2 kpa MSN kombinacija 1: q = 40 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.50 q = 60 kpa

57 43 g = 3.2 kpa z upoštevanjem γ G = 1.35 g = 4.32 kpa MSN kombinacija 2: q = 40 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.30 q = 52 kpa g= 3.2 kpa z upoštevanjem γ G = 1.00 g = 3.2 kpa Pri izračunu smo upoštevali tudi obteţbo dostavnih vozil, ki smo jo pri obteţnih primerih ustrezno faktorirali (spremenljiva obteţba): MSU: q = 15 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.00 q = 15.0 kpa MSN kombinacija 1: q = 15 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.50 q = 22.5 kpa MSN kombinacija 2: q = 15 kpa z upoštevanjem γ Q = 1.30 q = 19.5 kpa Slika 6.19: Model za drugo/končno fazo izkopa po MSU Model za MSN se razlikuje le v velikosti obteţb.

58 Rezultati NSK v brizganem betonu Slika 6.20: Pomiki v prvi fazi izvedbe gradbene jame po MSU Slika 6.21: Pomiki v drugi/končni fazi izvedbe gradbene jame po MSU Slika 6.22: Upogibni momenti za najneugodnejši primer

59 45 Slika 6.23: Striţne sile za najneugodnejši primer Slika 6.24: Upogibni momenti za najneugodnejši primer Slika 6.25: Striţne sile za najneugodnejši primer

60 46 Preglednica 6.7: NSK v podporni konstrukciji za levo stran Phase2 Projektni pristop Upogibni momenti (knm) Striţne sile (kn) Osne sile (kn) Pomiki (cm) MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = = 23.0 MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) Preglednica 6.8: NSK v podporni konstrukciji za desno stran Phase2 Projektni pristop Upogibni momenti (knm) Striţne sile (kn) Osne sile (kn) Pomiki (cm) MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = = 13.8 MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) Sklep: Pomiki, glede na MSU, na območju podporne konstrukcije znašajo do 3.5 cm (leva stran) oziroma do 1 cm (desna stran). Največji pomiki so na dnu gradbene jame in pod spremenljivo obteţbo ter znašajo do 4.1 cm. Glede na izračunane notranje statične količine po projektnih pristopih lahko ugotovimo, da so za dimenzioniranje podporne konstrukcije z brizganim betonom in armaturnimi mreţami merodajne notranje statične količine, izračunane po MSN kombinacija 2 (leva stran) oziroma MSN kombinacija 1 (desna stran).

61 Rezultati NSK v pasivnih sidrih Slika 6.26: Osne sile v pasivnih sidrih za najneugodnejši primer Preglednica 6.9: NSK v pasivnih sidrih Phase2 Projektni pristop Osne sile (kn) sidro 5 m Osne sile (kn) sidro 3 m Osne sile (kn) sidro 2 m MSU (F=1.0) MSN kombinacija 1 (F= ) = = MSN kombinacija 2 (redukcija υ in c oz. F=1.25) = Sklep: Glede na izračunane osne sile v sidrih po projektnih pristopih lahko ugotovimo, da so za dimenzioniranje pasivnih sider merodajne osne sile po MSN kombinacija 1 (sidra dolţin 5 m in 2 m) in 2 (sidra dolţin 3 m).

62 Dimenzioniranje armature v brizganem betonu Dimenzioniranje upogibne armature za odprti del gradbene jame

63 49 Slika 6.27: Izpisi dimenzioniranja betonskega prereza na upogib Predpostavili smo betonski prerez debeline 15 cm, dvojno armiranje in krovni sloj betona 3 cm. V primeru, da v podporno konstrukcijo vgradimo armaturne mreţe Q385 (dvojno armiranje), lahko izbrani prerez prenese upogibni moment 20.2 knm, kar zadosti največjemu projektnemu upogibnemu momentu, ki v našem primeru znaša 17.7 knm na odprtem delu gradbene jame in 16.8 knm na bočnem delu cevovodov Dimenzioniranje upogibne armature za zaprti del gradbene jame

64 50 Slika 6.28: Izpisi dimenzioniranja betonskega prereza na upogib Predpostavili smo betonski prerez debeline 10 cm, dvojno armiranje in krovni sloj betona 3 cm. V primeru, da v podporno konstrukcijo vgradimo armaturne mreţe Q385 (dvojno armiranje), lahko izbrani prerez prenese upogibni moment 12.0 knm, kar zadosti največjemu projektnemu upogibnemu momentu, ki v našem primeru znaša 11.1 knm Dimenzioniranje strižne armature Odpornost betonskega prereza na striţno silo smo preverili na največjo striţno silo, ki se pojavi na odprtem in zaprtem delu gradbene jame. Pogoj: V ed V Rd,c

65 51 Odprti del: zaprti del: 40.2 kn 43.4 kn, 24.3 kn 30.7 kn, kjer sta: V ed (kn) = računska projektna striţna sila za dimenzioniranje, V Rd,c (kn) = računska striţna odpornost betonskega elementa brez striţne armature. V Rd,c = [C Rd,c k (100 ρ 1 f ck ) 1/3 + k 1 σ cp ] b w d (ν min + k 1 σ cp ) b w d Odprti del: 43.4 kn kn, zaprti del: 30.7 kn 9.0 kn, kjer so: C Rd,c = reducirana natezna trdnost betona, 0.18/γ c, k = koeficient višine prereza, 2.0, ρ 1 = deleţ ustrezno zasidrane vzdolţne armature, (A s /b w d) 0.02, f ck = karakteristična tlačna trdnost betona, k 1 = konstanta, 0.15, σ cp = napetost zaradi tlačne osne sile, N d /A c < 0.2 f cd, b w = najmanjša širina prereza v območju nategov, d = statična višina prereza, ν min = vplivni koeficient trdnostnega razreda betona. Sklep: Za odprti del gradbene jame smo predpostavili betonski prerez debeline 15 cm, dvojno armiranje in krovni sloj betona 3 cm. V primeru, da v podporno konstrukcijo vgradimo armaturne mreţe Q385 (dvojno armiranje), lahko izbrani prerez prenese striţno silo 43.4 kn, kar zadosti največji projektni striţni sili, ki v našem primeru znaša 40.2 kn. Za zaprti del gradbene jame smo predpostavili betonski prerez debeline 10 cm, dvojno armiranje in krovni sloj betona 3 cm. V primeru, da v podporno konstrukcijo vgradimo

66 52 armaturne mreţe Q385 (dvojno armiranje), lahko izbrani prerez prenese striţno silo 30.7 kn, kar zadosti največji projektni striţni sili, ki v našem primeru znaša 24.3 kn. 6.6 Dimenzioniranje pasivnih sider Zunanjo nosilnost sidra smo dimenzionirali za sidra dolţin 5, 3 in 2 m, kakršne smo uporabili v našem modelu. Sidra smo preverili na največjo osno silo, ki se pojavi v sidru določene dolţine. Notranjo nosilnost sidra smo določili na podlagi specifikacij, ki smo jih pridobili s strani proizvajalcev. Predpostavimo sidro R32/20, katerega karakteristike so prikazane v tabeli. Preglednica 6.10: Karakteristike pasivnega sidra R32/20 [14] SIS (samovrtalna injektirna sidra) R32/20 Zunanji premer sidra 32 mm Zunanji premer vrtalne krone 51 mm Sila plastičnosti 250 kn Lomna sila 320 kn Povprečna meja plastičnosti 608 kpa Povprečna natezna trdnost 780 kpa Zunanja nosilnost sidra P d, 5m = kn P d, 3m = kn P d, 2m = kn R a,k = τ m d π l v = 400 0,1 π l v R a,d = R a,k /γ a,t = R a,k /1.1 kjer so: P d (kn) = projektna sila za dimenzioniranje sidra, R a,k (kn) = karakteristična sila adhezijskega odpora, R a,d (kn) = projektna sila adhezijskega odpora,

67 53 τ m (kpa) = porušna adhezijska trdnost zemljine (v našem primeru smo za zameljene peske in grušče privzeli cca. 400 kpa (po diagramu)), d (m) = premer sidra oziroma vrtine, l v (m) = vezni del sidra (enak dolţini sidra), γ a,t = delni faktorji odpornosti za začasna sidra. Pogoj: P d R a,d Sidro dolţine 5 m: Sidro dolţine 3 m: Sidro dolţine 2 m: kn kn kn kn kn kn Notranja nosilnost sidra Pogoj: P d R t,d Največja sila v sidru: kn kn, kjer sta: P d (kn) = projektna sila za dimenzioniranje sidra, R t,d = sila plastičnosti sidra. Sklep: Glede na izračunano projektno sidrno silo, zunanjo nosilnost sidra in notranjo nosilnost sidra samovrtalno injektirno sidro R32/20 zadosti vsem potrebnim pogojem. 6.7 Statični izračun in dimenzioniranje jeklenih podpor Vhodni podatki Največji cevovod ima premer 2.6 m. Načeloma hladilna tekočina v njem sega največ do 3/4 višine. Predpostavili smo, da ima cevovod plašč debeline 0.5 cm.

68 54 Obteţba hladilne tekočine: Površina prereza: A polnega cevovoda = (π d2/4) m 2 Obteţba hladilne tekočine: Q = A γ w = = 40.0 kn/m kjer sta: d (m) = premer cevovoda, γ w (kn/m 3 ) = prostorninska teţa vode. Kombinacije vplivov določimo skladno s standardi Evrokod, kjer jekleni obod cevovoda, jekleni profili in talna plošča predstavljajo stalne vplive, hladilna tekočina pa spremenljivi vpliv. MSN: E d = Σγ G G K + Σγ Q Q K = Σ1,35 G K + Σ1,5 Q K MSU: E d = G K + Q K kjer so: E d = projektna vrednost učinka vpliva, γ = varnostni faktor za stalni vpliv (γ G ) ali spremenljivi vpliv (γ Q ), G K = karakteristična vrednost stalnega vpliva, Q K = karakteristična vrednost spremenljivega vpliva. Za jeklene podpore izberemo tipski model, ki je sestavljen iz jeklenih profilov HEA 100, nominalne vrednosti napetosti tečenja S Rezultati Slika 6.29: Model cevovoda, obteţbe hladilne tekočine in jeklenih podpor

69 55 Slika 6.30: Reakcije na jeklene podpore (78.40 kn) Slika 6.31: Model jeklenih podpor in talne plošče Slika 6.32: Upogibni moment v jeklenih profilih (M max =0.59 knm)

70 56 Slika 6.33: Striţne sile v jeklenih profilih (T max =0.95 kn) Slika 6.34: Osne sile v jeklenih profilih (N max =76.49 kn)

71 57 Slika 6.35: Napetosti v jeklenih profilih (σ max =36.08 MPa) Nosilnost prečnih prerezov smo preverili na najbolj obremenjenem elementu konstrukcije. Klasifikacija prereza: Stojina c/t w 33 ε 56/ Pasnica c/t f 9 ε 35,5/8, Jekleni profil HEA 100 spada v 1. razred prereza Odpornost prereza na upogibni moment: M pl,rd = W pl f y / γ M0 = / 1 = 19.5 knm Pogoj: M Ed M pl,rd 0.59 knm 19.5 knm kjer so: M Ed (knm) = računski projektni upogibni moment za dimenzioniranje, M pl,rd (knm) = odpornost prereza na upogibni moment (enoosni upogib), W pl (cm 3 ) = plastični odpornostni moment prečnega prereza,

72 58 f y (MPa) = nominalna vrednost napetosti tečenja, γ M0 = delni faktorji odpornosti. Striţna odpornost: V pl,rd = A v f y / ( γ M0 ) = / ( 1) = kn Pogoj: V Ed V pl,rd 0.95 kn kn kjer so: V Ed (knm) = računska projektna striţna sila za dimenzioniranje, V pl,rd (knm) = odpornost prereza na striţno silo (izbočenje), A v (cm 2 ) = površina prečnega prereza, f y (MPa) = nominalna vrednost napetosti tečenja, γ M0 = delni faktorji odpornosti. Odpornost prereza na osno silo: N pl,rd = A f y κ / γ M0 = / 1 = kn Pogoj: N Ed N pl,rd kn kn kjer so: N Ed (knm) = računska projektna osna sila za dimenzioniranje, N pl,rd (knm) = odpornost prereza na osno silo (uklon), A (cm 2 ) = površina prečnega prereza, f y (MPa) = nominalna vrednost napetosti tečenja, κ = uklonski koeficient, γ M0 = delni faktorji odpornosti.

73 59 Sklep: Moţnosti zvrnitve zaradi majhnih upogibnih momentov nismo preračunali, saj se večina obteţbe cevovoda in hladilne tekočine preko točkovne sile prenese na osrednji jekleni profil. Tako se preko zgornjega prečnega jeklenega profila na krajna jeklena profila prenesejo majhne sile, saj slednja sluţita le za stabilnost jeklene konstrukcije. Zaradi majhnih obremenitev in posledično nizkih vrednosti NSK, glede na uporabljene jeklene profile, zadoščajo zgoraj izračunani in izpolnjeni pogoji. Tipski model, ki je sestavljen iz jeklenih profilov HEA 100, nominalne vrednosti napetosti tečenja S235, zadosti vsem pogojem. 6.8 Statični izračun in dimenzioniranje talne plošče Vhodni podatki Predpostavimo talno ploščo debeline 15 cm in širine 50 cm. Zaradi majhnih obremenitev predpostavimo eno armaturno mreţo na sredini talne plošče. Zaradi večje globine gradbene jame in dobro pripravljene temeljne podlage predpostavimo togo površinsko podporo temeljne plošče. Obremenitve na temeljno ploščo se prenesejo z jeklenih profilov, ki smo jih izračunali v prejšnjem poglavju Rezultati Slika 6.36: Upogibni momenti v talni plošči M x,y (M max =0.39 knm)

74 60 Slika 6.37: Prečne sile v talni plošči T z,x (T max =15.84 kn) Slika 6.38: Prečne sile v talni plošči T z,y (T max =20.03 kn) Slika 6.39: Potrebna armatura v talni plošči (A s,max = 0.53 cm 2 /m) Minimalna potrebna armatura: A s,min = 1.01 cm 2 /m, A s,max = 60 cm 2 /m. Izberemo armaturno mreţo Q139 in s tem zadovoljimo minimalni potrebni armaturi.

75 Izračun pretoka talne vode, hidravličnega loma tal in strujanja Vhodni podatki Pri izračunu smo upoštevali naslednje vodoprepustnosti zemljin: Slika 6.40: Vhodni parametri vodoprepustnosti zemeljskih slojev Odprti del gradbene jame Slika 6.41: Porni tlaki v končni fazi izkopa Preverjanje odpornosti proti porušitvi zaradi hidravličnega loma tal, ki je posledica strujanja vode v tleh: 1. pogoj: u dst;d < σ stb;d u γ G,dst < d γ zemljine γ G,stb

76 kpa 1.35 < (0.4 m 19 kn/m m 17.6 kn/m 3 ) kpa > kpa 2. pogoj: S dst;d < G stb;d d i γ w γ G,dst < γ zemljine d γ G,stb 1 m kn/m < (9 kn/m m kn/m m) kpa > 7.34 kpa Pogoja nista izpolnjena. kjer so: u dst;d (kpa) = projektna vrednost tlaka porne vode, ki zmanjšuje stabilnost, σ stb;d (kpa) = totalna navpična napetost, ki povečuje stabilnost, S dst;d (kpa) = projektna vrednost strujne sile, ki zmanjšuje stabilnost, G stb;d (kpa) = potopljena teţa zemljine ali objekta, ki povečuje stabilnost, u (kpa) = porni tlak v tleh, γ G,dst = delni faktor za neugodne stalne vplive, ki zmanjšujejo stabilnost, d (m) = debelina sloja zemljine, γ zemljine (kn/m 3 ) = prostorninska teţa zemljine, γ G,stb = delni faktor za ugodne stalne vplive, ki povečujejo stabilnost, i = hidravlični padec (i=δh/δl), γ w (kn/m 3 ) = prostorninska teţa vode, γ zemljine (kn/m 3 ) = potopljena prostorninska teţa zemljine. Če pa upoštevamo še izvedbo dodatnega tamponskega nasutja v debelini 0.4 m za temeljno podlago cevovoda, dobimo naslednje rezultate:

77 63 Slika 6.42: Porni tlaki v končni fazi izkopa s tamponskim nasutjem 1. pogoj: u dst;d < σ stb;d u γ G,dst < d γ zemljine γ G,stb kpa 1.35 < (0.4 m 19 kn/m m 17.6 kn/m m 20 kn/m 3 ) kpa < kpa 2. pogoj: S dst;d < G stb;d d i γ w γ G,dst < γ zemljine d γ G,stb (1 m kn/m kn/m 3 ) 1.35 < (9 kn/m m kn/m m + 20 kn/m m) kpa < kpa Pogoja sta izpolnjena. Prikaz smeri toka talne vode v gradbeno jamo in količine vode, ki priteče dnevno v gradbeno jamo na tekoči meter v primeru brez dodatnega tamponskega nasutja:

78 64 Slika 6.43: Dotok talne vode v gradbeno jamo Pri izbiri črpalk je potrebno upoštevati na odprtem delu gradbene jame dotok vode 1.65 m 3 /dan/m', v primeru, da se gladina talne vode nahaja na globini, kot je bila zaznana v vrtinah. Prikaz smeri toka talne vode v gradbeno jamo in količine vode, ki priteče dnevno v gradbeno jamo na tekoči meter v primeru dodatnega tamponskega nasutja: Slika 6.44: Dotok talne vode v gradbeno jamo s tamponskim nasutjem Pri izbiri črpalk je potrebno upoštevati na odprtem delu gradbene jame dotok vode 1.55 m 3 /dan, v primeru, da se gladina talne vode nahaja na globini, kot je bila zaznana v vrtinah.

79 Zaprti del gradbene jame s talno ploščo Prikaz pornih tlakov v končni fazi izvedbe zaprtega dela gradbene jame, kjer upoštevamo tudi tamponsko nasutje v debelini 0.3 m in talno ploščo, ki bo izvedena takoj po končanem izkopu: Slika 6.45: Porni tlaki v končni fazi izkopa Preverjanje odpornosti proti porušitvi zaradi hidravličnega loma tal, ki je posledica strujanja vode v tleh: 1. pogoj: u dst;d < σ stb;d u γ G,dst < d γ zemljine γ G,stb 18.0 kpa 1.35 < (0.4 m 19 kn/m m 17.6 kn/m m 20 kn/m kn/m m) kpa < kpa 2. pogoj: S dst;d < G stb;d d i γ w γ G,dst < γ zemljine d γ G,stb (1 m kn/m kn/m kn/m 3 ) 1.35 < (9 kn/m m kn/m m + 20 kn/m m + 24 kn/m m) kpa < kpa Pogoja sta izpolnjena.

80 66 Prikaz smeri toka talne vode v gradbeno jamo in količine vode, ki priteče dnevno v gradbeno jamo na tekoči meter: Slika 6.46: Dotok talne vode v gradbeno jamo Pri izbiri črpalk je potrebno upoštevati na zaprtem delu gradbene jame dotok vode 1.45 m 3 /dan/m', v primeru, da se gladina talne vode nahaja na globini, kot je bila zaznana v vrtinah Sklep Porni tlaki in notranja erozija zemljine so problematični na odprtem delu gradbene jame, v kolikor dno gradbene jame pustimo izkopano. Na tem delu se pojavijo povečani porni tlaki v slabo prepustnih pliokvartarnih sedimentih, ki se nahajajo cca. 0.4 m pod nivojem dna gradbene jame, zato na tem delu gradbene jame priporočamo takojšnjo izvedbo tamponskega nasutja, ki bo kasneje sluţil tudi kot temeljna podlaga cevovoda. Na zaprtem delu gradbene jame ni problemov s pornimi tlaki in notranjo erozijo zemljine, saj je dno gradbene jame dodatno obteţeno s tamponskim nasutjem in talno ploščo. Pri izračunu smo upoštevali, da se pod tamponsko nasutje doda ločilni geotekstil, ki prepeči mešanje zemljine s tamponskim nasutjem in vdiranje vode. Ostali moţni ukrepi v primeru, da pogoji hidravličnega loma tal niso izpolnjeni: Filter: Filter je zgrajen iz plasti kamnitih zrn, s katerimi preprečujemo izpiranje drobnih delcev zemljine in nevarnost pojava notranje erozije. Vgrajujemo ga med zemljino in drenaţno plastjo, pri čemer ima prva plast manjša zrna, vsaka naslednja pa debelejša zrna. Vodoprepustnost filtra mora biti večja od prepustnosti zemljine, saj na takšen način

81 67 preprečimo povečane tlake pod filtrom in notranjo erozijo zemljine. Filter lahko ima večje število slojev (običajno 2 3), pri čemer je potrebno kontrolirati spremembo velikosti zrn v posameznih slojih filtra, da drobne frakcije sloja z manjšimi zrni ne morejo prehajati skozi pore debelozrnatega sloja. Prepustnost naslednjega sloja naj bo vsaj 10-krat večja od prepustnosti prejšnjega sloja, poleg tega pa koeficient enakomernosti ne sme biti prevelik, da zagotavlja stabilnost pred notranjo erozijo samega filtra. Pri vgradnji je potrebno paziti, da ne pride do segregacije materiala in posledično do neenakomerne granulacije. [3] Pri filtrih za drobnozrnate zemljine je zahteva za filtrirni material D mm. Pri določevanju filtrov imamo na voljo več filtrskih pravil, najbolj znana med njimi so Terzaghijevo filtrsko pravilo, USBR filtrsko pravilo ali USACE filtrsko pravilo. Pogoji pravil so prikazani v nadaljevanju. [3] Terzaghijevo filtrsko pravilo: < 4-5 < USBR filtrsko pravilo: 12 < < < < 52 USACE filtrsko pravilo: 5 25 kjer sta: D 15 filter, D 50 filter = premer zrn pri 15- in 50-odstotnem preseku za filter, D 15 zemljina, D 50 zemljina, D 85 zemljina = premer zrn pri 15-, 50- in 85-odstotnem preseku za zemljino.

82 68 Tesnilna talna plošča: Če bi ţeleli preprečiti vdiranje talne vode z dna gradbene jame, lahko dno zatesnimo z neprepustno betonsko talno ploščo, ki jo v primeru večjih pornih tlakov tudi zasidramo v temeljna tla. Tako lahko preprečimo hidravlični lom tal zaradi pornih tlakov oziroma preprečimo izpiranje drobnih delcev zemljine in nevarnost pojava notranje erozije.

83 69 7 PREDLOG IZVEDBE 7.1 Zemeljska dela, izkopi in nasipi Kategorije izkopov Glavnino izkopov predstavlja zemljina III. kategorije (vezljiva in nevezljiva zrnata zemljina). Izkope v zemljini IV. kategorije (mehka kamnina) lahko predstavlja zainjektirana zemljina na zaprtem delu gradbene jame Izkopi splošno Izkope v zemljinah je potrebno izvajati v naklonu 1:1.5 (34 ), kakor je pokazala analiza stabilnosti, v nasprotnem primeru je potrebno bolj strme izkope zaščititi z ustrezno podporno konstrukcijo, kot smo tudi predvideli, saj so nakloni breţin gradbene jame predvideni pod kotom 80. Pri morebitnem izvajanju izkopov v kamninah so lahko nakloni večji, vendar je potrebno kamnino ustrezno očistiti ali zavarovati pred erozijskimi procesi. Pri tem je potrebno izkope izvajati tako, da je med cevovodom (kanalizacijska cev) in breţino gradbene jame največ 50 cm t. i. delovnega prostora. Širina dna gradbene jame tako znaša 2 m. Izkope najprej vršimo na odprtem delu gradbene jame, nato pa preidemo na zaprti del gradbene jame. Pri tem je potrebno upoštevati, da izkope zaradi odvodnjavanja pričnemo izvajati na najniţjem delu gradbene jame, kjer bo tudi postavljen zbirni jašek za zbiranje talnih in meteornih vod, nato pa z izkopi nadaljujemo v nasprotni smeri»naklonskega«poteka kanalizacije. Vzdolţni naklon gradbene jame mora sovpadati projektiranemu naklonu meteorne kanalizacije, ki znaša % (odvisno od odseka) Izkopi v odprtem delu gradbene jame Izkopi se v odprtem delu gradbene jame vršijo vertikalno v dveh kampadah. Pri tem se izkopi izvedejo strojno, ročna dela pa je potrebno omejiti na minimum. V prvi kampadi izvedemo izkop do globine cca. 2.5 m in nato breţine nemudoma zaščitimo s podporno konstrukcijo. V naslednji kampadi izvedemo izkop do globine cca. 5.0 m in nato breţine nemudoma zaščitimo s podporno konstrukcijo.

84 70 Na zgornjem robu gradbene jame mora biti prosti zaščitni pas v širini najmanj 60 cm, izkopani material pa je potrebno odlagati najmanj 1 m od roba izkopa, nato pa ga ustrezno deponirati na začasni deponiji na gradbišču Izkopi v zaprtem delu gradbene jame Izkopi se pod obstoječimi cevovodi vršijo horizontalno in ne vertikalno kot na odprtem delu gradbene jame. Pri tem se izkopi izvedejo ročno, saj je prostor pod cevovodi za stroje nedostopen. Izkope izvajamo v kampadah dolţin 2 3 m, oziroma dolţin, ki omogočajo vgradnjo jeklenega podporja za obstoječe cevovode. Ker se na območju pod cevovodi nahajajo tudi sipki materiali, obstaja nevarnost sipanja zemljine v gradbeno jamo tekom izkopavanja, kar lahko ogrozi delavce v njej. V tem primeru pred začetkom izkopavanja izvedemo injektiranje zemljine. Pri tem moramo uporabiti injekcijsko cementno maso, katere trdnost bo še vedno dovolj majhna, da lahko zainjektirano zemljino še vedno ročno izkopljemo. Z injektiranjem sipkemu materialu dodamo kohezivnost; posledično lahko kopljemo pod večjimi nakloni, ne da bi se osipal, poleg tega pa mu zmanjšamo tudi vodoprepustnost. Injektiramo tako čelo izkopa kot bočne strani. Z injektiranjem bočnih strani ohranimo večjo trdnost zemljine tudi po izkopu, posledično pa zagotovimo večjo nosilnost zemljine na robu gradbene jame, kjer se nahaja obteţba hladilnih cevovodov. Hkrati zagotovimo večjo varnost v gradbeni jami in tudi moţnost izvedbe talne plošče ter vgradnje jeklenih podpor pred izvedbo podporne konstrukcije breţin, pri čemer bodo obstoječi cevovodi zavarovani hitreje. Medsebojno oddaljenost in globino injektirnih vrtin, pritisk injektiranja in injektirno maso določimo na poskusnem polju, kjer moramo dokazati, da izbran način izvajanja izpolnjuje predpisane zahteve. Slika 7.1: Izkopi na odprtem in zaprtem delu gradbene jame [lastni vir]

85 Nasipi Tamponsko nasutje, ki ga izvedemo za zaščito pred hidravličnim lomom tal in notranjo erozijo, kasneje pa za temeljenje talne plošče in meteorne kanalizacije, izvedemo s kamnitim drobljencem D63 v debelini 40 cm na odprtem delu gradbene jame ter 30 cm na zaprtem delu gradbene jame. Tamponsko nasutje utrjujemo v plasteh, na planumu pa moramo doseči zbitost E vd 30 MPa. Med zemljino na dnu gradbene jame in tamponsko nasutje dodamo ločilni geotekstil, ki prepreči mešanje zemljine s tamponskim nasutjem, izpiranje materiala ter zmanjša dotok talne vode v gradbeno jamo. 7.2 Odvodnjavanje Če se tekom izkopavanja v gradbeni jami pojavlja talna ali meteorna voda, jo moramo sproti črpati, da ohranjamo suho gradbeno jamo in varne delovne pogoje Odvodnjavanje med izkopavanjem Odvodnjavanje izvedemo tako, da na delu gradbene jame poglobimo izkop. Po potrebi ga obloţimo in stabiliziramo, vanj pa do naslednjega izkopa vstavimo črpalko Odvodnjavanje po končanem izkopavanju Odvodnjavanje izvedemo tako, da po končanem izkopu na dnu gradbene jame, ob njenem robu, oblikujemo jarek. Jarek izvedemo pod enakim vzdolţnim naklonom kot dno gradbene jame, katerega vzdolţni naklon mora sovpadati projektiranemu naklonu meteorne kanalizacije in znaša % (odvisno od odseka). Prav tako moramo zagotoviti prečni naklon dna gradbene jame v smeri jarka. Na koncu jarka, ki je hkrati tudi najniţji del gradbene jame, izvedemo zbirni jašek, v katerega vstavimo črpalko, preko katere vodo črpamo iz dna gradbene jame v obstoječe odtoke. Jarek izvedemo v širini cca. 30 cm in ga po potrebi obloţimo, da doseţemo neoviran pretok. Izkope pričnemo izvajati na najniţjem delu gradbene jame in nadaljujemo v nasprotni smeri»naklonskega«poteka kanalizacije, posledično nam zbirnega jaška ni potrebno prestavljati. Zbirni jašek predpostavimo globine 1.0 m in premera 80 cm. Glede na izvedene izračune znaša povprečni dotok talne vode v gradbeno jamo 1.5 m 3 /dan/m', kar na celotni dolţini odseka znaša 75 m 3 /dan, zato je potrebno v zbirni jašek vgraditi črpalko, ki bo omogočila črpanje takšnega pretoka. V primeru, da jarki ali

86 72 zbirni jašek ne zadoščajo odvodnjavanju, moramo na vmesnih točkah izvesti dodatne zbirne jaške s črpalkami. Da preprečimo morebitno porušitev dna gradbene jame zaradi hidravličnega loma tal, ki je posledica strujanja vode v tleh, izvedemo na dnu gradbene jame tamponsko nasutje kamnitega drobljenca v debelini 40 cm na odprtem delu gradbene jame ter 30 cm na zaprtem delu gradbene jame, kjer na samo nasutje dodamo tudi talno ploščo. S tem manevrom dodatno obteţimo dno gradbene jame in preprečimo morebitni dvig, hkrati pa nam sluţi tudi kot temeljna podlaga za meteorno kanalizacijo. Med zemljino na dnu gradbene jame in tamponsko nasutje dodamo ločilni geotekstil, ki prepreči mešanje zemljine s tamponskim nasutjem, spiranje materiala ter zmanjša dotok talne vode v gradbeno jamo. Slika 7.2: Prikaz odvodnjavanja po končanem izkopavanju [lastni vir] 7.3 Izvedba brizganega cementnega betona in armaturnih mrež Pred izvedbo del moramo opraviti preiskavo projektirane podporne konstrukcije z brizganim betonom na poskusnem polju in dokazati, da izbrana podporna konstrukcija izpolnjuje predpisane zahteve. Naklon breţin gradbene jame znaša 80. V primeru slabo kohezivne in sipke zemljine je potrebno izvesti osnovni prebrizg zemljine s posebej projektiranim brizganim betonom, ki

87 73 bo zagotovil dobro povezavo zemljine z oblogo iz običajnega brizganega cementnega betona. Nato lahko pričnemo z vgrajevanjem slojev, ki smo jih predvideli v izračunih. V podporno konstrukcijo vgrajujemo beton tlačne trdnosti C25/30. Njegova debelina znaša 15 cm na odprtem delu gradbene jame in 10 cm na zaprtem delu gradbene jame. V brizgani beton vgrajujemo armaturne mreţe Q385, katerih prekrivanje znaša najmanj 30 cm. Podporna konstrukcija se izvede na odprtem delu v sledečem vrstnem redu: - brizganje betona v debelini sloja 3 cm, - vgradnja armaturne mreţa Q385, - brizganje betona v debelini sloja 5 cm in nato 4 cm, - vgradnja armaturne mreţa Q385, - brizganje betona v debelini sloja 3 cm. Podporna konstrukcija se izvede na zaprtem delu v sledečem vrstnem redu: - brizganje betona v debelini sloja 3 cm, - vgradnja armaturne mreţa Q385, - brizganje betona v debelini sloja 4 cm, - vgradnja armaturne mreţa Q385, - brizganje betona v debelini sloja 3 cm. Podporno konstrukcijo izvajamo v kampadah, tako kot izkope. Kampade na odprtem delu gradbene jame izvedemo v globini/višini cca. 2.5 m (širina armaturne mreţe znaša 2.15 m) in dolţini cca. 6.0 m (dolţina armaturne mreţe znaša 6.0 m), na zaprtem delu gradbene jame pa v višini do obstoječih cevovodov in dolţini 2 3 m oziroma v dolţini, da lahko vgradimo jekleno podporje za obstoječe cevovode. Naslednja kampada se lahko prične šele, ko je izdelan celoten odsek prejšnje kampade. Prekrivanje armaturne mreţe je določeno z razdaljo 30 cm, zato je potrebno pas prekrivanja 30 cm pri fazah dela zaključiti pri vgradnji mreţe. Brizganje betona v kampadi izvajamo od spodaj navzgor, da ne brizgamo na odpadlo mešanico betona, pri tem odpadle mešanice betona ne smemo ponovno uporabiti za brizganje, razen če jo popolnoma predelamo (operemo in presejemo). Glede na to, da brizganje betona izvajamo v treh slojih, moramo biti pozorni na to, da nanos naslednjega sloja izvedemo najkasneje v 72 urah, v nasprotnem primeru moramo površino pred

88 74 nanosom naslednjega sloja očistiti z vodo in jo po potrebi navlaţiti. Na odprtem delu gradbene jame srednji sloj vgrajujemo v dveh nanosih, med katerima je potrebno počakati najmanj 2 uri in največ 72 ur, da predhodni nanos doseţe ustrezno trdnost in pri nanašanju naslednjega ne odpada s površine; debelina enkratnega nanosa namreč lahko znaša največ 5 cm. Armaturne mreţe moramo zaradi velikih naklonov, po potrebi, najprej pritrditi z manjšimi pritrdilnimi sidri ali pa jih takoj po vgradnji zasidrati s končnimi pasivnimi sidri. Krovni sloj armature v našem primeru znaša 3 cm, saj gre za začasno konstrukcijo. Krovni sloj moramo izvesti v enem sloju, kar je predvideno. Ker gre za začasno konstrukcijo, vidna površina brizganega betona ni zglajena. Slika 7.3: Hladilni cevovodi in zaščita breţin gradbene jame z brizganim betonom in pasivnimi sidri [lastni vir] 7.4 Izvedba pasivnih sider Izvedba pasivnih sider v odprtem delu gradbene jame Sidra v kampadi lahko vgrajujemo takoj po vgradnji druge armaturne mreţe ali po izdelavi zadnjega sloja brizganega betona.

89 75 Pasivna sidra izvedemo na treh nivojih podporne konstrukcije. Pri izvedbi sidranja uporabimo SIS (samovrtalna injektirna sidra) sidra R32/20, katerih sila plastičnosti znaša 250 kn. Dolţine sider znašajo 5, 3 in 2 m, za laţjo vgradnjo lahko daljša sidra (5 in 3 m) vgrajujemo v kosih dolţin 1 m ali 2 m, katere med seboj spajamo. Horizontalne medsebojne razdalje sider znašajo 3 m, vertikalne pa cca. 1.9 m, sidra so postavljena izmenično. Sidra vgrajujemo pod kotom 20 in jih takoj po uvrtanju skozi izplakovalno odprtino zalijemo z injektirno maso. Mešanico injektirne mase, injektirni pritisk in količino določi izvajalec na podlagi hribinskih pogojev, potrdi pa nadzor. Sidra oziroma sidrne matice nato privijemo s kalibriranim momentnim ključem, da doseţemo velikost osne sile v sidru cca. 20 kn. Sidrne ploščice so dimenzij 15 cm 15 cm, da ne pride do preboja skozi armaturno mreţo, saj razmak med palicami armaturne mreţe znaša 10 cm Izvedba pasivnih sider v zaprtem delu gradbene jame Vrsta sider in postopek sidranja ostane enak kot na odprtem delu gradbene jame, razlika je le v nivojih sidranja in dolţinah sider, saj pasivna sidra izvedemo na enem nivoju podporne konstrukcije. Dolţine sider znašajo 2 m, zaradi omejenosti s prostorom pa sidra vgrajujemo v kosih dolţin 1 m ali 2 m ter jih med seboj spajamo. Horizontalne medsebojne razdalje sider znašajo 3 m. Sidra vgrajujemo pod kotom 20 in jih takoj po uvrtanju skozi izplakovalno odprtino zalijemo z injektirno maso. 7.5 Izvedba talne plošče in jeklenih podpor Splošno V času izvajanja del na zaprtem delu gradbene jame moramo zagotoviti, da obstoječi cevovodi, pod katerimi bo kasneje potekala meteorna kanalizacija, ostanejo nepoškodovani ter funkcionalni tekom izvedbe in po končanih delih, ko se gradbena jama zasuje. Kljub temu da razpon obstoječega cevovoda preko gradbene jame ni velik, ga bomo ustrezno podprli in tako preprečili prevelike deformacije. Ključni elementi podporne konstrukcije obstoječega cevovoda bodo jekleno podporje ter talna plošča, s katero zagotovimo stabilna tla.

90 Talna plošča Talno ploščo izvedemo v dolţini kampade, kar pomeni, da načeloma izvedemo 5 ločenih talnih plošč. Po končanem izkopu v kampadi najprej dno izkopa dodatno utrdimo, nato pa dodamo tamponsko nasutje kamnitega drobljenca v debelini 30 cm, kot je opisano v poglavju Na tamponsko nasutje po potrebi dodamo podloţni beton, da temeljno podlago ustrezno izravnamo, nato pa izvedemo talno ploščo. Talna plošča je debeline 15 cm; zaradi majhnih obremenitev jo armiramo z eno armaturno mreţo Q139. Zaščitni sloj armature znaša 7.5 cm, dolţina prekrivanja armaturnih mreţ pa najmanj 20 cm. Za podloţni beton lahko uporabimo navadni beton tlačne trdnosti C12/15, za talno ploščo pa črpni beton tlačne trdnosti C20/25 (XC2, PV-I, D max 32, S3). Zgornje robove talne plošče uredimo s trikotnimi letvami. Kvaliteta betona je odvisna od tega, ali talna plošča ostane trajna Jeklene podpore Po končani izvedbi talne plošče nanjo postavimo tipski model jeklenih podpor, sestavljen iz jeklenih profilov HEA 100 (nominalne vrednosti napetosti tečenja S235). Potisnemo ga po talni plošči do točke, da zagotovimo simetričnost. Jeklene podpore nato stabiliziramo tako, da jih z vijaki pričvrstimo v talno ploščo. Za končno višino jeklenih podpor nanje postavimo hidravlično dvigalko, ki jo ustrezno pritrdimo, nato pa jo dvignemo do višine, da se stakne z obstoječimi cevovodi. Stik dvigalka cevovod se ustrezno obdela, da ne pride do poškodb obstoječega cevovoda. V primeru, da so jeklene podpore mišljene kot trajne, jih moramo obdelati s protikorozijsko zaščito.

91 77 Slika 7.4: Tipski model jeklenih podpor [lastni vir] 7.6 Terminsko zaporedje izvajanja del Izvedba del mora slediti določenemu zaporedju bodisi zaradi tehnologije grajenja, vgrajenih materialov bodisi konstrukcijskih zahtev. Dela najprej izvedemo na odprtem delu gradbene jame, nato pa preidemo na zaprti del, kot prikazuje slika 7.1. Dela izvajamo v kampadah, katerih dolţine, globine ali širine so odvisne od projektiranega stanja, pogojev gradnje in zahtevnosti zemeljskih del. Predvidena izvedba kampade na odprtem delu: - izkop v predvidenem naklonu 80, - sprotna izvedba začasnega odvodnjavanja, - brizganje betona v debelini sloja 3 cm, - vgradnja armaturne mreţa Q385, - brizganje betona v debelini sloja 5 cm in nato 4 cm, - vgradnja armaturne mreţa Q385, - brizganje betona v debelini sloja 3 cm, - vrtanje in izvedba pasivnih sider (pasivna sidra lahko izvedemo ţe en korak prej), - po končani zadnji kampadi izvedemo odvodnjavanje z jarki in zbirnim jaškom.