SVEUČILIŠTE U ZAGREBU GEOTEHNIČKI FAKULTET LEVANIĆ SILVIO GEOTEHNIČKI I GEOFIZIČKI ISTRAŽNI RADOVI ZA POTREBE TEMELJENJA TRGOVAČKOG CENTRA IKEA DIPLOMSKI RAD VARAŽDIN, 2012.
SVEUČILIŠTE U ZAGREBU GEOTEHNIČKI FAKULTET DIPLOMSKI RAD GEOTEHNIČKI I GEOFIZIČKI ISTRAŽNI RADOVI ZA POTREBE TEMELJENJA TRGOVAČKOG CENTRA IKEA KANDIDAT: Levanić Silvio MENTOR: doc. dr. sc. Stjepan Strelec VARAŽDIN, 2012.
Prije svega, želim se zahvaliti svojem mentoru doc.dr.sc. Stjepanu Strelecu na ukazanom povjerenju, uloženom trudu, brojnim stručnim savjetima, diskusijama i pomoći koju mi je pružio tijekom izrade i pisanja ovog diplomskog rada. Hvala i svim kolegama koji su mi pomogli korisnim savjetima. Posebno bih zahvalio svojoj obitelji i djevojci na razumjevanju i bezuvjetnoj podršci tijekom svih godina studiranja.
Tablica sadržaja 1. UVOD... 2 2. GEOTEHNIČKI ISTRAŽNI RADOVI... 3 3. LABORATORIJSKA ISPITIVANJA... 5 4. GEOTEHNIČKE ZNAČAJKE TEMELJNOG TLA... 8 5. SONDAŽNE JAME... 12 6. HIDROGEOLOŠKI PODACI I MJERENJA... 14 6.1. MJERENJA NA PIEZOMETRIMA (2009.)... 15 6.2. HVORSLEV SLUG TEST... 15 7. GEOFIZIČKI ISTRAŽNI RADOVI... 17 7.1. GEOELEKTRIČNA ISTRAŽIVANJA... 17 7.1.1. GEOELEKTRIČNO SONDIRANJE (VES)... 17 7.1.2. GEOELEKTRIČNA TOMOGRAFIJA... 22 7.1.3. INTERPRETACIJA GEOELEKTRIČNE 2D TOMOGRAFIJE... 24 7.2. SEIZMIČKA REFRAKCIJA... 25 7.3. VIŠEKANALNA ANALIZA POVRŠINSKIH VALOVA... 26 8. PROJEKTNE VRIJEDNOSTI MAKSIMALNOG POTRESA (EUROCODE - 8)... 29 9. GEOSTATIČKE ANALIZE... 31 9.1. ANALIZA NOSIVOSTI... 31 9.2. ANALIZA SLIJEGANJA... 32 9.3. MODUL REAKCIJE TLA... 33 10. ANALIZA NOSIVOSTI I SLIJEGANJA TEMELJNOG TLA... 34 10.1. PLITKO TEMELJENJE (temeljna traka, D = 1,2 m)... 34 10.2. PLITKO TEMELJENJE (temeljna stopa, D = 1,5 m)... 37 10.3. ANALIZA NOSIVOSTI BUŠENOG PILOTA (L= 17 m, D= 0,6 m)... 40 10.4. ANALIZA NOSIVOSTI CFA PILOTA (L= 17 m, D= 0,75 m)... 42 11. ZAKLJUČAK... 44 12. LITERATURA... 48 13. GRAFIČKI PRILOZI... 49
1. UVOD Svaki geotehnički i geofizički istražni radovi trebaju pružiti sve one podatke o tlu potrebne da bi se utvrdile njegove vrste u raznim dubinama, njihovo prostiranje i da se ocijene osobine tla u području koje nas zanima, s točnošću na razini svrhe u koju se ono ispituje (Nonveiller 1979). U ovom radu prezentirani su objedinjeni podaci o istraživanju iz 2009. i 2011. godine, za potrebe temeljenja trgovačkog centra IKEA u mjestu Sop (Rugvica) istočno od grada Zagreba. Za potrebe izrade elaborata izvedeni su geotehnički istražni radovi kroz terenske istražne radove, laboratorijska ispitivanja, te geofizička istraživanja. Na predmetnoj lokaciji predviđa se izgradnja građevine okvirnih tlocrtnih mjera 230 x 400 m, katnosti, Po i Pr+1, planirane izgradnje u dvije faze. Svrha istražnih radova bila je dobivanje uvida u sastav i geotehničke značajke temeljne podloge, te hidrogeološke uvjete na lokaciji. Na osnovu tih podataka određen je način i dubina temeljenja, dopušteno specifično opterećenje i slijeganje temeljnog tla. Rad sadržava rezultate istraživanja sastava temeljnog tla, ispitivanja tla in situ i laboratorijska ispitivanja uzoraka tla. Prvi dio istražnih radova rađen je 2009. godine i to dvadeset i tri (23) geomehaničke istražne bušotine do maksimalne dubine od 25 m. Uz istražno bušenje u 2009. provedene su statičke i dinamičke penetracijske sonde, te sondažni iskopi. Istraživanja iz 2011. god. primarno se dopunjuju sa četiri (4) duboke bušotine dubine 25 m, radi potvrde dubine zalijeganja i mehaničkih parametara podinskog šljunka. Osim dubokih bušotina izbušene su i četiri (4) plitke bušotine, te opsežna geofizička istraživanja, električnim i seizmičkim profiliranjem. Položaj istražnih radova u odnosu na tlocrtnu situaciju građevine prikazan je na situacijskom planu (Prilog 1). 2
2. GEOTEHNIČKI ISTRAŽNI RADOVI Na predmetnoj lokaciji primarno istražno bušenje do maksimalne dubine od 25 m provedeno je u 2009. god., zajedno sa dinamičkim (SPT, DPH) i statičkim (CPTU) sondama. Sondažni iskopi izvedeni su do dubine od 4,0 m. Istražni radovi raspoređeni su po kvadratnoj mreži, dužine stranica 50 m. Ukupno su izvedene 23 bušotine, 28 sondažnih iskopa, te je postavljeno 7 piezometara na planiranim lokacijama. Dopunski radovi u 2011. god. obuhvaćaju 4 (četiri) dopunske duboke istražne bušotine do 25,0 m, te 4 plitke do 6,0 m, geofizička istraživanja i dopunske laboratorijske analize. Istražno bušenje na lokaciji u 2009. god. provedeno je u razdoblju od 13. siječnja do 3. veljače, a 2011. god. od 12. listopada do 04. studenog 2011. Dinamička ispitivanja izvedena su kroz standardni penetracijski test (SPT) kontinuirano pored svake bušotine, kao i kroz odvojene DPH sonde (Dinamic Probing Heavy) prema DIN 4094 standardu. Na istražnoj lokaciji provedene su i četiri statičke penetracijske sonde (CPTU). Dinamičko sondiranje u 2011. god. provedeno je prema SPT standardu u bušotinama. Istražne dubine bile su u skladu sa radnim nalogom predstavnika investitora, te su kontinuirano usklađivane. Bušenje bušotina izvedeno je motornom rotacijskom bušilicom uz kontinuirano jezgrovanje. Po završetku bušenja provedena je terenska identifikacija i USCS klasifikacija nabušene jezgre. Pored terenskih pokusa iz geomehaničkih istražnih bušotina uzeti su poremećeni i neporemećeni uzorci za laboratorijske analize, odnosno za utvrđivanje fizikalnih i mehaničkih svojstava tla. Razina podzemne vode tijekom istražnog bušenja registrirana je na dubini RPV = 1,0 do 3,5 m, mjereno od razine terena. Slika 1. Primjer sondažne jezgre sa terena (Bušotina B-16) 3
Slika 2. Šuplje bušače svrdlo s čepom u fazi svrdlanja (lijevo) i prilikom utiskivanja uzorkivača za vađenje uzoraka tla u fazi mirovanja (desno) Slika 3. Sonda statičkog penetracijskog pokusa bez mjerenja pornog tlaka (CPT, lijevo) i s mjerenjem pornog tlaka (CPTU, desno); q t je korigirani otpor šiljka, dok se koeficijent a dobije baždarenjem 4
3. LABORATORIJSKA ISPITIVANJA Laboratorijskim ispitivanjima obuhvaćeni su pokusi za određivanje općih i mehaničkih obilježja na poremećenim uzorcima koherentnih i nekoherentnih tla. Kod koherentnog materijala (glina, prah) određivanje parametara čvrstoće obavlja se na uzorku veličine 60 60 25 mm koji se ugrađuje u metalni dvodijelni kalup i opterećuje vertikalnom silom. Po završetku konsolidacije, gornji okvir kalupa opterećuje se horizontalnom silom kontinuiranog prirasta doloma uz mjerenje horizontalne deformacije. Najmanje tri probe, od jednog neporemećenog uzorka, pod različitim vertikalnim opterećenjima čine jedan pokus. Iz parova vertikalnih i maksimalnih horizontalnih opterećenja formira se Coulombov pravac smicanja te se iz njega preračunava kohezija (c) i kut unutrašnjeg trenja (φ). Slika 4. Faze uzorkovanja i priprema uzorka tla za ispitivanje u laboratoriju (Hight 2000, prema Simons i dr. 2002) 5
U geomehaničkom laboratoriju na neporemećenim i poremećenim uzorcima tla ispituju su slijedeća svojstva: - sadržaj prirodne vlage W o (%) - obujamska težina γ w.d. (kn/m 3 ) - specifična težina γ s (kn/m 3 ) - Atterbergove granice plastičnosti W L,P (%) - izravno standardno smicanje a) kohezija c (kn/m 2 ) b) kut unutrašnjeg trenja φ ( ) - kompresija u edometru a) koeficijent pora e - b) model stišljivosti M v (MN/m 2 ) Za nekoherentno tlo karakteristični uzorci tla, uzeti prilikom terenskih radova, osuše se do konstantne mase i siju kroz sita standardnih veličina očica, nakon čega se važu pojedine frakcije i izračuna njihov odnos prema ukupnoj masi uzorka. Sijanje se provodi tako da se uzorak suhog tla mehaničkim trešenjem prosijava kroz niz sita, od kojih svako slijedeće ima manje otvore. Na temelju dobivenih podataka o veličini čestica i njihovom udjelu u tlu, izrađuju se granulometrijski dijagrami koji prikazuju granulometrijski sastav tla (sastav tla prema veličini zrna). Dalje definiramo promjer efektivnog zrna D10 i promjer dominantnog zrna D60. Promjer efektivnog zrna je onaj promjer zrna za dani uzorak tla od kojeg je 10% zrna tla manje, a promjer dominantnog zrna je onaj promjer od kojeg je 60% zrna tla manje, odnosno za dani uzorak je 10% zrna manje od D10, a 60% zrna je manje od D60. Koeficijent jednoličnosti definiran je sa: C a koeficijent zakrivljenosti sa: C 6
Tlo za koje je koeficijent zakrivljenosti granulometrijske krivulje između 1 i 3, dakle 1 < Cc < 3, dobro je graduirano, uz uvjet da je također Cu > 4 za šljunak, odnosno Cu > 6 za pijesak. U slučaju da jedan od ova dva uvjeta nije ispunjen onda je šljunak odnosno pijesak slabo graduiran (simbol GP ili SP). Slika 5. Primjer laboratorijskih ispitivanja (B-2) 7
4. GEOTEHNIČKE ZNAČAJKE TEMELJNOG TLA Predmetnu lokaciju u vrijeme bušenja predstavlja neizgrađen teren, obrastao u vegetaciju i u cijelosti je poljoprivredno zemljište. Zbog izrazite heterogenosti i varijacija u slojevima tla, generalna uslojenost tla može se sagledati u širem obimu. Generalno, istražna lokacija izgrađena je od prašinastih glina sa varijabilnim udjelom finog pijeska i organskih primjesa. Gline su većinom klasificirane kao visoko plastične (CH), sive boje. Ovisno o udjelu finog pijeska, prašinaste komponente i boji smeđe gline prošarane sivom, u gornjem intervalu koji zaliježe do prvog sloja treseta utvrđeni su sljedeći slojevi tla (zajedno za sve lokacije): 0,0 - max. 8,0 m (4,5 7,7 m) "gornji interval" 1. Humus, tamno smeđe boje (0,3 do 0,4 m) 2. Glina niske plastičnosti (CL); smeđa, kruto plastične konzistencije (max. udio org. = 5%) 3. Prašinasta glina visoke plastičnosti (CH); anorganska prašinasta glina smeđe boje prošarana sivom, kruto plastične konzistencije. Glina sadrži karbonatne fragmente i limonitna zrna. Maksimalni udio organske komponente = 7%. 4. Prašinasta glina (CH) sa pijeskom; sive boje prošarana žuto-smeđom, srednje plastične konzistencije. Prisutan varijabilan udio finog pijeska, do 20%, te mjestimice tanki proslojci pijeska. Sadrži limonitna zrna i karbonatne fragmente. 5. Pjeskovita glina (CL); siva pjeskovita glina sa 30-45% finog pijeska, meko plastične konzistencije. 6. Prašinasti pijesak (SM); sivi pijesak sa više od 20% koherentnog materijala, rastresit. Broj udaraca terenske SPT probe u ovim materijalima iznosi N30 = 1-14 udaraca/stopi, te DPH, N10 = 1-9 udaraca/10 cm. 8
Parametri posmične čvrstoće materijala gornjeg intervala: kut unutrašnjeg trenja: φ = 20 za visoko plastične gline (CH) do 27 za gline niske plastičnosti (CL) kohezija: c = 34,2 kn/m 2 za gline CH do 18,7 kn/m 2 za CL modul stišljivosti: Mv = 5,6 6,7 MN/m 2 za gline do 2,5 m, Mv = 3,6 3,7 MN/m 2 za gline dublje od 2,5 m. Konzistentno stanje materijala opada sa dubinom "gornjeg intervala". Pliće smeđe gline (CL/CH) i žutosmeđe prošarane sivom, u intervalu do 2,5 m, kruto plastične su konzistencije, raspona jednoosne tlačne čvrstoće (UCS) qu = 90 to 220 kn/m 2. Smeđe gline prošarane sivom i sive gline, dublje od 2,5 m, srednje su plastičnog konzistentnog stanja do meko plastičnog pri dnu intervala. Najčešće je meka konzistencija popraćena prašinastim sastavom i prisutnim pijeskom. Ova zona uglavnom je saturirana podzemnom vodom, a sve pojave podzemne vode utvrđene su u ovom dijelu. Jednoosna tlačna čvrstoća (UCS) kod većine uzoraka sive gline (CH) pri dnu intervala iznosi q u = 40 to 50 kn/m 2. 4,5-9,5 m (varira u rasponu) "prvi sloj treseta" 7. Treset (Pt); treset crne boje. 8. Treset (Pt)/OH; crni treset, djelomično zaglinjen. Zaglinjeni dijelovi sadrže > 20% organske tvari. Generalno debljina tresetnog sloja u ovom intervalu iznosi cca 2,0 m, koji je kod nekih bušotina razdijeljen tankim slojevima sive, visoko plastične gline (CH). 9,0 max. 11 m "medijalni interval" 9. Glina visoke plastičnosti (CH); siva, srednje plastične konzistencije. 10. Prašinasta glina visoke plastičnosti (CH); siva, meko plastične konzistencije. 11. Zaglinjeni pijesak (SC); sivi, više od 30% koherentnog materijala. 9
10,5 max. 14 m " drugi sloj treseta " 12. Treset (Pt); crni zaglinjeni treset, djelomično sa pougljenjenim materijalom, >40% organske tvari 13. Organska glina (OH); crna organska glina sa 20 to 40% organske tvari. > 13,0 "donji interval" 14. Prašinasti pijesak (SM); sivi, srednje zbijen, > 12% koherentnog materijala. 15. Zaglinjeni pijesak (SC); sivi, >45% koherentnog materijala, zbijen. 16. Prašinasti šljunak (GM); sivi, >15% koherentnog materijala. Valutice zaobljenih bridova. Vrlo zbijen. 17. Šljunak (GW); dobro graduiran šljunak, do 15% pijeska i <1% koherentnog materijala. Valutice zaobljenih bridova, max. promjera 70 mm. Vrlo zbijen. Vrlo zbijen šljunak determiniran je na cijelom području istražne lokacije, istražnim bušenjem kao i dinamičkim i statičkim sondama. Dubina zbijenog šljunka varira od minimalno 13,4 m do maksimalno 16,5 m. Utvrđene vrijednosti su ekstremi, dok je na većini istražnog prostora šljunak determiniran na dubini 14,2 m. Istražnim bušenjem dobiven je detaljan uvid u svojstva temeljnog tla, do dubine 25 m. Razina podzemne vode za vrijeme istražnog bušenja registrirana je na dubini RPV = 1,0 do 3,5 m, mjereno od razine terena. Velika je vjerojatnost da je širi istražni prostor jednake litološke građe. Geološkog postanka kao rezultat taloženja eolskog materijala u barske prostore, koji su se rasprostirali na postojećoj dolini rijeke Save. 10
Primjer profila sondažne bušotine prikazan je na sljedećoj slici. Slika 6. Sondažni profil (bušotina B-3) 11
5. SONDAŽNE JAME Istražne jame dubine su 4,0 m, te zahvaćaju gornji interval tla. Slojevi treseta identificirani su i potvrđeni kao manji slojevi i na plićim dubinama. Test proveden krilnom sondom na glinovitim materijalima u intervalima do dubine od 3,5 m, pokazuju prilično visoke čvrstoće ali i priličnu osjetljivost. Generalno gledajući, gornji slojevi do dubina 2,5 m kruto su plastične konzistencije te postepeno omekšavaju s dubinom. Tablica 1. Glavni slojevi tla pronađeni u sondažnim jamama (max. dubina iskopa 4,5 m) Za vrijeme iskopa mala količina slobodne vode počela je dotjecati u iskop iz površinski saturirane zone unutar jednog metra dubine. Glavne količine vode dotjecale su u iskop iz dubine 2,0 m, iz sloja prašinastog šljunka i sivo - smeđe gline visoke plastičnosti. Bilo je potrebno da prođe minuta da voda počinje pritjecati u iskop maksimalnim intenzitetom. Na nekim iskopima, voda iz tankih leća se izlijevala u istražnu jamu te formirala tok koji je brzo oslabio, dok se u većini jama voda samo cjedila po zidovima. 12
Nakon što je iskop izveden do krajnje dubine, zidovi iskopa iz kojih je voda izlazila počeli su se urušavati u formi ploča debelih nekoliko centimetara, otkrivajući pravu strukturu vrlo prašinastih glina. Stranice iskopa stoje stabilno pod vertikalnim nagibom, a bočni zidovi stabilni su dok voda ne ispuni istražnu jamu. Većina iskopa je završila u sivim (plavkastim) slojevima gline visoke plastičnosti (CH), koja je na nekim lokacijama bila prašinasta čak i pjeskovita s prepoznatljivom plavkastom bojom. Treba spomenuti pojavu sloja treseta, koji je uvijek lociran između slojeva (plavkaste) gline visoke plastičnosti (CH). Slojevi treseta pronađeni tijekom iskopavanja istražne jame debljine su 0.3 m do maksimalno 0.6 m. Podzemna voda izmjerena je nakon određenog vremena od iskopavanja istražne jame. Na nekim jamama ovo vrijeme je trajalo do 4 sata, na ostalima nešto kraće. Prva istražna jama nakon iskapanja se odmah zatrpavala, a potonje su se dogovorno ostavljale otvorene da bi se razina podzemne vode mjerila kasnije. Slika 7. Sondažna jama (3) 13
6. HIDROGEOLOŠKI PODACI I MJERENJA Razina podzemne vode opažana je u periodu od veljače 2009. do veljače 2010. god. Tablica 2. Razina podzemne vode po mjerenim datumima Dijagram 1. Razine podzemne vode opažane u periodu od godinu dana. 14
6.1. MJERENJA NA PIEZOMETRIMA (2009.) Kako bi se determinirali hidrogeološki parametri na istražnom prostoru Rugvica, izbušeno je i ugrađeno 7 piezometara. Šest piezometara (P-1 do P-6) ugrađeno je do dubine 10 metara te jedan piezometar (P-7) do dubine 20 metara. Iz piezometara P-1 do P-6 crpljena je voda, te je mjereno vrijeme potrebno da se voda vrati u svoj prvotnu razinu. Bazirano na rezultatima mjerenja, vrijednosti hidrauličke vodljivosti izračunate su prema Hvorslev-u. 6.2. HVORSLEV SLUG TEST "Slug tests" provodi se na način da se razine vode u bušotini brzo promijeni. Brza promjena postigne se dodavanjem ili oduzimanjem (izvlačenje) malih količina vode ili tijela kojim se promijeni volumen i na taj način razina podzemne vode u mjerenom piezometru. Vrijeme potrebno da se razina vode vrati na početnu vrijednost koristi se kako bi se izračunala propusnost. Hvorslev-ov slug test (1951) je dizajniran kako bi se procijenila hidraulična vodljivost vodonosnika. Veličina dotoka ili istjecanja (q) na vrhu piezometra u bilo koje vrijeme t je proporcionalno s vodopropusnosti tla, K. Slika 8. Ilustracija principa mjerenja "slug" testa 15
Parametri vodonosnika dobiveni slug testom manje su pouzdani od testova koji uključuju crpljenje zdenca, a praćenje promjene razina u drugom (opažačkom). Problemi nastaju kod efekata "well skin and wellbore storage", što može otežati dobivanja točnih rezultata iz slug test interpretacije. Najpouzdanije i najčešće korištena metoda za određivanje karakteristika vodonosnika je metoda pomoću kontroliranog crpljenje vodonosnika. Tok podzemne vode varira u vremenu i prostoru te ovisi o hidrauličkim svojstvima tla i rubnim uvjetima nametnutih u sustav podzemne vode. Test probnog crpljenja daje bolje rezultate i reprezentativniji je od dobivenih step testom. Step test proveden je na piezometru 7 (P-7). Svrha step testa procjena je najvećeg toka koji može biti zadržan tijekom dužeg vremena. Test je proveden progresivnim povećanjem crpne količine. Tablica 3. Vrijednosti terenski izmjerenih koeficijenta vodopropusnosti "K" na piezometrima. 16
7. GEOFIZIČKI ISTRAŽNI RADOVI Geofizička istraživanja obuhvaćaju električna istraživanja u smislu dviju metoda, vertikalnog profiliranja (VES) odnosno geoelektričnih sondi, te profiliranje geoelektričnom tomografijom, te seizmička istraživanja za određivanje profila brzine širenja seizmičkih valova i to P valova plitkom seizmičkom refrakcijom (RF), te S valova višekanalnom analizom površinskih valova (MASW). Istraživanja su provedena od strane tvrtke SPP d.o.o. u razdoblju od 12.10. do 04.11.2011. god. 7.1. GEOELEKTRIČNA ISTRAŽIVANJA Geoelektrično istraživanje provedeno je s ciljem što kvalitetnijeg determiniranja geoloških naslaga i određivanja dubina zalijeganja i debljina pojedinih slojeva. 7.1.1. GEOELEKTRIČNO SONDIRANJE (VES) Geoelektrično sondiranje (VES) metodom prividne otpornosti izvedeno je na dvije geoelektrične sonde (GS-1 do GS-2) koje su prostorno smještene prema planu istraživanja (Prilog 1), te četiri profila geoelektrične tomografije GP-1 do GP-4. Tablica 4. Koordinate geoelektričnih vertikalnih sondi Maksimalni polurazmak strujnih elektroda AB/2 primijenjen na terenu iznosio je 250 300 m budući se takav polurazmak pokazao dostatnim za razlučivanje geoloških slojeva i interpretaciju odnosno primjerenim za vrstu zahvata kojeg se planira izvesti na lokaciji. 17
Specifični električni otpor je vrlo važno svojstvo tla, odnosno stijene, a ovisi o vodi te o količini i vrsti u njoj otopljenih minerala. Zbog različite poroznosti stijene i količine vode u njoj, taj se otpor može mijenjati u širokim granicama. Svi mjerni iznosi prividnog otpora bit će jednaki stvarnom otporu samo ako je geološka sredina po cijeloj ispitanoj dubini homogena. Geološke sredine su najčešće heterogene pa prividni otpor, unutar zahvaćene dubine, ima neku prosječnu vrijednost, koja ovisi o otporima i raspodijeli materijala po dubini te o razmacima elektroda. Dubina sondiranja ovisi o međusobnoj udaljenosti strujnih i naponskih elektroda - što je veći međusobni razmak elektroda, veća je dubina ispitivanja. Elektrode se obično postavljaju u ravnoj liniji s time da se strujne elektrode (A i B) nalaze izvan naponskih elektroda (M i N). Mjeri se jakost struje između strujnih elektroda pa se iz razlike potencijala između potencijalnih elektroda, pomoću konstante geometrijskih odnosa svih elektroda, određuje prividna otpornost. Interpretacijom se određuju debljine i specifični električni otpor pojedinih geoelektričnih sredina. Otpornost je vrlo važno svojstvo tla, odnosno stijene, a ovisi o sadržaju vode te o količini i vrsti u njoj otopljenih minerala. Zbog različitog stupnja poroznosti stijene i saturiranosti vodom, taj se otpor može mijenjati u širokim granicama. Svi mjerni iznosi prividnog otpora bit će jednaki stvarnom otporu samo ako je geološka sredina po cijeloj ispitanoj dubini homogena. Geološke sredine su najčešće heterogene pa prividni otpor, unutar zahvaćene dubine, ima neku prosječnu vrijednost, koja ovisi o otporima i raspodijeli materijala po dubini te o razmacima elektroda. U Schlumbergerovom mjernom rasporedu koriste se dvije strujne elektrode (A i B) i dvije potencijalne elektrode (M i N) smještene u liniji i centrirane na nekoj lokaciji (Slika 9). 18
ρ α i 2 π b = a 2 a 4 V I i i Gdje su: Vi - razlika potencijala I i - jakost struje Slika 9. Schlumbergerov mjerni raspored Potencijalne elektrode M i N se nalaze na udaljenosti a/2 od centra sondiranja C, dok b=ab/2 predstavlja udaljenost strujnih elektroda A i B od centra sondiranja. Pri mjerenju je udaljenost a/2 mnogo manja od udaljenosti b, te u praksi vrijedi relacija a/2<2b/10. Kako se strujne elektrode razmiču, razlika potencijala postaje sve manja. Može se dogoditi da vrijednost razlike potencijala postane tako mala da ju nije moguće izmjeriti s postojećim voltmetrom. Zbog toga je potrebno povećavati razmak potencijalnih elektroda kako bi se povećala i razlika potencijala. 19
Slika 10. Prikaz otpornosti nekih materijala (G. Dohr) Pri interpretaciji rezultata mjerenja uvažene su postojeće spoznaje o sastavu i građi terena. Zbog usporedbe treba navesti i podatke o specifičnom električnom otporu nekih geoelektričnih sredina iz literature. Na slici 10 prikazana je specifična otpornost ρ nekih geoloških sredina G. Dohr. Applied Geophysics, str. 187, a na slici 11 je specifična otpornost ρ nekih materijala preuzeta iz časopisa Geofizika (S. Kovačević. Osnove metode geoelektričnog sondiranja, 1962). Slika 11. Prikaz otpornosti nekih materijala (Kovačević, 1962) 20
Podaci dobiveni geoelektričnim ispitivanjima veoma su pouzdani ako se verificiraju strukturnim bušenjima, te ako rezultate mjerenja interpretira iskusan geoelektričar. Geoelektrično sondiranje ima značajne prednosti pred drugim geofizičkim metodama ispitivanja geoloških formacija, jer je jednostavno, brzo, točno i nije skupo. U osnovi ovog ispitivanja mjeri se provodljivost naslaga, odnosno otpori tla prolazu električne struje. Otpornost naslaga mijenja se u dosta širokim granicama, a na njenu veličinu posebno utječe niz činitelja poput otpora minerala stijene i otopina u njenim porama i pukotinama, poroznost, vlažnost i struktura stijene odnosno sloja. Slika 12. Izmjereni geoelektrični profil na sondi GS-1. 21
Slika 13. Izmjereni geoelektrični profil na sondi GS-1. 7.1.2. GEOELEKTRIČNA TOMOGRAFIJA U Wennerovom mjernom rasporedu za profiliranje koriste se dvije strujne elektrode (C1 i C2) i dvije potencijalne elektrode (P1 i P2) smještene u liniji i centrirane na nekoj lokaciji (Slika 14). Elektrode se postavljaju u ravnoj liniji profila, na način da se zabode svih 24 elektroda, a preklopnik geoelektričnog uređaja za mjerenje automatizirano prebacuje raspored strujnih i potencijalnih elektroda. Mjeri se jakost struje između strujnih elektroda pa se iz razlike potencijala između potencijalnih elektroda, pomoću konstante geometrijskih odnosa elektroda (za Wenner PRF K=2π CC/3), određuje prividna otpornost. Interpretacijom se određuju debljine i specifični električni otpor pojedinih geoelektričnih sredina. 22
Slika 14. Wenner-ov raspored gdje je: X : udaljenost u profilu do polovišta P1P2 (Mid) CC/3 : trećina udaljenosti strujnih elektroda (CC/3) Polovište potencijalnih elektroda P1 i P2 nalazi se na udaljenosti X od početka geoelektričnog profila. Pri mjerenju udaljenost P1-P2 iznosi trećinu udaljenosti C1C2 (PP=CC/3). Prednosti geoelektričnog profiliranja: nije potrebno razmicanje elektroda sukladno položaju u profilu, mjerni raspored se u profilu pozicionira automatizirano. Interpretirani rezultati prikazuju se kao grafički prikaz profila otpornosti sa dubinom. Profil se može prikazati u boji ili u crno-bijelome prikazu, gdje različite šrafure prema legendi prikazuju zone različitih otpornosti. Trapezasti oblik grafičkog prikaza, gdje se sa udaljenošću od središta profila smanjuje dubina interpretacije, razlog je u postepenom smanjivanju prikupljenih podataka kako se razmak strujnih i potencijalnih elektroda povećava. Ako su potrebni ovi podaci kompletan profil se može preseliti duž linije istraživanja, te se grafički prikazi nastavljaju jedan na drugi. Geoelektrična tomografija sve se više koristi kao metoda za istraživanje zona sa složenom geologijom gdje se metode geoelektričnog sondiranja i druge geofizičke metode ne mogu koristiti. 23
7.1.3. INTERPRETACIJA GEOELEKTRIČNE 2D TOMOGRAFIJE Na temelju iskustvenih podataka tvrtke koja je izvodila ove radove, a za slične geoelektrične sredine, uz priložene podatke iz literature o specifičnom električnom otporu nekih materijala, interpretirane su geološke sredine u geoelektričnim profilima GP-1 do GP-4. Slika 15. Rezultat geoelektrične tomografije u profilima GP-1 do GP-4 (Rugvica). 24
7.2. SEIZMIČKA REFRAKCIJA Ovom metodom mjerimo vremena prvih nailazaka koji se očitavaju sa snimljenih seizmograma. Prvi se nailasci odnose na uzdužne P ili poprečne S valove što već ovisi o načinu generiranja seizmičkog poremećaja. "Pikiranje" i korespondencija vremena odgovarajućim refraktorima najosjetljiviji je dio prilikom interpretacije. Princip CAD (computer aided tomography) daje korektne slike kad god se uvaže relevantni podaci geotehničkog profila, a time se ujedno umanjuje moguća više-smislenosti zbog inverzije brzina po dubini. Plitka seizmička refrakcija, odnosno refrakcijska tomografija provedena je s P valovima. Seizmički dispozitiv se sastojao od 24 vertikalna geofona frekvencije 4.5 Hz za snimanje P valova. Geofonski razmak iznosio je 3 m. Podaci mjerenja su interpretirani DELTA-t-V metodom iz paketa Rayfract 2.63 (Intelligent Resources Inc.) Ograničenje refrakcijske metode je porast brzine seizmičkih valova s dubinom. Tako nije moguće interpretirat sloj niže brzine ispod sloja više brzine nego je konačni rezultat prikaz na kojemu brzine seizmičkih valova rastu sa dubinom. Na slici 16 a/b/c/d. prikazan je rezultat tomografske interpretacije seizmičkih profila RF-1-4. Slika 16. 2D profil brzine kompresijskih seizmičkih valova izmjeren na RF-1-4. 25
7.3. VIŠEKANALNA ANALIZA POVRŠINSKIH VALOVA Razvoj seizmičkih metoda posljednjih desetljeća, osobito višekanalne analize površinskih valova (MASW - Multi-Channel Analysis of Surface Waves) omogućava određivanje brzine posmičnih valova podpovršinskih materijala. U ovome istraživanju, za procjenu dinamičkih svojstava tla (v s, v s,30 ), korištena je MASW metoda. Seizmički valovi se u beskonačnom, homogenom i izotropnom mediju šire kao P i S prostorni valovi. S približavanjem granici polu-beskonačnog prostora ti se valovi transformiraju u površinske valove. Kada se za generiranje seizmičkih valova na površini koriste vertikalni izvori poput čekića ili pada utega (drop-weight), nastaju površinski Rayleighevi (R) valovi koji u najvećoj mjeri preuzimaju seizmičku energiju izvora (R valovi: 67%; S valovi: 26%; P valovi: 7%). Složeni oblik Rayleighevih valova sastoji se od longitudinalnog i transverzalnog gibanja s međusobnim pomakom u fazi. Materijalna čestica prelazi eliptičku putanju kojoj je velika poluos vertikalna kada je val blizu površine. R valovi često se nazivaju i valjanje tla (ground roll, slika 17.). Slika 17. Širenje Rayleigh-ovog vala 26
Najvažnije svojstvo R valova je disperzija. Tako se valovi niže frekvencije, pa prema tome veće valne duljine, šire dublje u medij nego valovi visoke frekvencije, odnosno male valne duljine. Brzina širenja vala pri pojedinoj frekvenciji naziva se fazna brzina, a krivulja koja prikazuje faznu brzinu u ovisnosti o frekvenciji naziva se krivulja fazne brzine ili disperzijska krivulja. Prostorni P i S valovi nemaju disperzivno svojstvo. Pojava više faznih brzina na određenoj frekvenciji naziva se višemodalna disperzija. U ovom slučaju najsporiji mod naziva se osnovni (M0), a sljedeći s većom brzinom prvi viši mod (M1) itd. Fazna brzina širenja Rayleigh-ovih valova (v r ) prvenstveno ovisi o brzini posmičnih valova (v s ). Izraz koji pokazuje odnos između brzine posmičnih valova (v s ) i brzine Rayleigh-ovih valova (v r ) je sljedeći: v s = Pv r gdje je P konstanta ovisna o Poisson-ovom koeficijentu (ν) (primjerice P = 1.09 za ν = 0.25). MASW dispozitiv sastojao se od 24 vertikalna geofona frekvencije 4.5 Hz, postavljena na međusobnom razmaku od 3 m i istovjetan je dispozitivu za snimanje plitke refrakcijske seizmike. Pri interpretaciji MASW mjerenja koristi se fundamentalni ili osnovni mod. Interpretacija mjerene krivulje disperzije na lokacijama dispozitiva MASW-1 do MASW-4, Rugvica, provedena je računalnom aplikacijom SeisIMAGER 4.0.1.6., OYO Corporation 2004-2009. Na slici 18 prikazan je rezultat interpretacije MASW-2, odnosno brzina posmičnih valova Vs po dubini tla. Slika 18. Profil brzine posmičnih seizmičkih valova (Vs) izmjeren na MASW-2. 27
Iz interpretacije rezultata snimanja MASW na slici 19, vidljivo je da su brzine posmičnih valova Vs u gornjem horizontu malih iznosa, promjenjive u manjim granicama, te s blagim trendom porasta u dubljem intervalu krovine. Brzine posmičnih valova u pokrivaču do dubine 7,0 m odgovaraju Vs = 100 110 m/s, dublji dio pokrivača pokazuje nešto veće brzine s trendom rasta s dubinom Vs = 110 180 m/s. Podinu grade šljunci s brzinama od Vs = 290 330 m/s, što odgovara zbijenom aluvijalnom šljunku. Slika 19. Profil brzine posmičnih seizmičkih valova po dubini izmjeren na MASW- 6. 28
8. PROJEKTNE VRIJEDNOSTI MAKSIMALNOG POTRESA (EUROCODE - 8) Prema seizmološkoj karti Republike Hrvatske s povratnim razdobljem od 500 godina metodom Medvedeva, na lokaciji zahvata može se očekivati potres od 8 prema MCS skali. Slika 20. Očekivana vrijednost potresa na premetnoj lokaciji (plava točka) Utjecaj svojstava temeljnog tla na seizmička djelovanja generalno se uzima u obzir svrstavajući tlo u pet razreda A, B, C, D i E, a koji se razlikuju prema karakterističnim stratigrafskim profilima i parametrima prikazanim u tablici 5. Sukladno rezultatu MASW snimanja, odnosno izmjerenih brzina sekundarnih valova Vs na prostoru Rugvica, određen je parametar Vs,30, definiran kao: (vidi sliku 19) V s,30 = 30 h i= 1, N gdje h i i V i predstavljaju debljinu i brzinu posmičnih valova i-tog sloja od ukupnog broja N definiranih litoloških slojeva do dubine 30 m. Brzina posmičnih valova uzima je mjerena pri malim deformacijama. Iz mjerenih vrijednosti na terenu, te upotrebom izraza za V s,30, određeno je da tlo na lokacijitrgovačkog centra "Ikea" odgovara "C" kategoriji tla prema seizmičnosti, V s,30 =180 360 (m/s). V i i 29
Tablica 5. Kategorizacija tla prema seizmičnosti (Eurocode 8, HRN EN 1998-1:2008 en) Sedmom stupnju (8 ) prema MCS skali odgovara ubrzanje tla od a g = 0,2 g, tablica 6. Tablica 6. Proračunsko ubrzanje tla 30
9. GEOSTATIČKE ANALIZE 9.1. ANALIZA NOSIVOSTI Nosivost tla sukladno Aneksu D, Eurokoda 7 (EC7, HRN EN 1997-1:2008 en) izvodi se iz teorije plastičnosti i eksperimentalnih rezultata. Mehanička čvrstoća tla predstavljena je u dreniranim uvjetima sa c' i φ'. Proračun nosivosti plitkog temelja za drenirane uvjete provodi se prema izrazu: q u = R A' = c' N b s i + q ' N b s i + c c c c q q q q 0,5γ ' B ' N γ b γ s γ i γ A' = B' L' R γ γ' q φ' c' N γ i N c b c, b q, b γ s c, s q, s γ i c, i q, i γ - korisna površina temelja, tj. dio ukupne površine osnovice temelja koji je rezultantnom silom centrički opterećen - dopušteni otpor tla - težina tla ispod razine temeljnog dna - računska zapreminska težina tla - najmanje efektivno opterećenje u razini temeljnog dna pokraj temelja - računski kut posmične čvrstoće tla - računska kohezija tla - faktori nosivosti - faktori nagiba temeljne plohe - faktor oblika temelja - faktori nagiba rezultante Dopuštene su slijedeće grupe parcijalnih faktora: Projektni pristup 1, kombinacija 1 - DA1,1, koeficijenti (A1+M1+R1); DA1,2 (A2+M2+R1); DA2 (A1+M1+R2); DA3 (A1 ili A2+M2+R3). Parcijalni faktori sigurnosti prema Eurokodu 7 dani su tablici 7. 31
Tablica 7. Parcijalni faktori sigurnosti prema Eurokodu 7 (EC7, HRN EN 1997-1:2008 en) 9.2. ANALIZA SLIJEGANJA Proračun slijeganja za centrično opterećene temelje računa se s pretpostavkom da je opterećenje savitljive temeljne stope ravnomjerno raspoređeno. U tom slučaju raspodjela dodatnih napona u tlu je neravnomjerna pa se proračun slijeganja ne izvodi za cijelu opterećenu površinu, već za njezine pojedine točke: kutne, središnje točke stranica i središnju točku temelja. Opterećena površina podijeli se na četiri manja pravokutnika, a ukupno slijeganje ispod proizvoljno odabrane točke dobije se kao suma slijeganja pojedinih pravokutnika. U programu je proračun proveden za stalno opterećenje i karakterističnu točku "K" (X = 0.37L i Y = 0.37B), jer se smatra da je slijeganje krutog temelja identično slijeganju karakteristične točke apsolutno savitljivog temelja (Grasshof,1951). Raspodjela naprezanja u dubini poluprostora koji je na površini opterećen koncentriranom silom određena je Boussinesqovim izrazom. Integracijom tog izraza po pravokutno opterećenoj površini dobiven je izraz za distribuciju naprezanja po vertikali u bilo kojoj točki ispod ili pokraj apsolutno savitljivog pravokutnog temelja. Na temelju dobivenih podataka Steinbrenner je izradio dijagram za određivanje napona u dubini za bilo koji omjer (L/B) temelja. 32
9.3. MODUL REAKCIJE TLA Kao referentan pokazatelj deformacijskog ponašanja tla može se smatrati modul reakcije tla k s. Modul reakcije tla je funkcija oblika i veličine kontaktne plohe, rasporeda i intenziteta opterećenja te sastava i svojstva tla. Kod proračunskog modela kod kojeg je tlo zamijenjeno sustavom opruga (Winklerov prostor), k s je koeficijent proporcionalnosti između dodatnog kontaktnog naprezanja Q ( Q = P - q ) i pomaka w točke na povšini Winklerovog prostora: k s = Q W 2 ( MN m ) Vrijednosti Q i w uzete su iz proračuna slijeganja karakteristične točke K. 33
10. ANALIZA NOSIVOSTI I SLIJEGANJA TEMELJNOG TLA 10.1. PLITKO TEMELJENJE (temeljna traka, D = 1,2 m) A. Podaci o tlu: - kut unutrašnjeg trenja φ = 20.0 - unutrašnja kohezija c = 20.0 kn/m 2 - obujamska težina tla iznad temelja γ = 18.8 kn/m 3 - obujamska težina tla ispod temelja γ' = 8.8 kn/m 3 - razina podzemne vode u proračunu RPV = 1.0 m B. Podaci o temelju: - oblik temelja - TEMELJNA TRAKA - dubina temeljenja D = 1.20 m - dubina širokog iskopa D i = 0.00 m - visina temelja t = 1.00 m - širina temelja B = 1.0 m - dužina temelja L = 10.0 m - obujamska težina betona γ beton = 24.0 kn/m 3 - kut nagiba baze temelja α = 0 C. Otpor tla q u = R k / A' = c' N c b c s c i c + q' N q b q s q i q + 0,5 γ'.b' N γ b γ s γ i γ (kn/m 2 ) - težina tla iznad temelja W tlo = 37.6 kn - ukupna vlastita težina temelja W = 277.6 kn - geološko naprezanje na temeljnoj dubini q = 20.6 kpa 34
D. Projektna djelovanja Vertikalna sila GLAVNO: P k = 1200.0 kn P d = P k * γ G = 1200.0 kn e B = 0.00 m POKRETNO: Q k = 200.0 kn Q d = Q k * γ Q = 260.0 kn e L = 0.00 m Vlastita težina: W d = W * γ G = 277.6 kn Ukupna vertikalna djelovanja: 1737.6 kn Horizontalna sila GLAVNO: H k = 0.0 kn H d = H * γ G = 0.0 kn U SMJERU L 0 B' = 1.00 m L' = 10.00 m A' = 10.00 m 2 Kontrola ekscentriciteta: e db B / 6 - u redu e dl L / 6 - u redu E1. Projektni pristup, kombinacija DA 1.2 (A2+M2+R1) - koeficijent posmičnog otpora, γφ' 1.50 - stalna djelovanja, γ G 1.00 - efektivna kohezija γ c' 2.00 - pokretna djelovanja, γ Q 1.30 - koeficijent otpora tla, γ Rv 1.00 - zapreminska težina, γ γ 1.00 Računski parametri tla: - efektivna kohezija c' = 10.0 kpa - efektivni kut posmične čvrstoće φ' = 13.6 º Faktori nosivosti: N c = 10.16 N q = 3.47 N γ = 1.20 Faktori oblika: s c = 1.03 s q = 1.02 s γ = 0.97 Faktori nagiba baze temelja: b c = 1.00 b q = 1.00 b γ = 1.00 35
Inklinacija V sile zbog H: i c = 1.00 i q = 1.00 i γ = 1.00 m= 1.091 Dozvoljeno opterećenje tla: q u = 183.04 kpa Dozvoljena nosivost proračunatog temelja: R k = 1830.35 kn Dozvoljeni otpor tla proračunatog temelja: R d = R k / γ Rv = 1830.35 kn Faktor predimenzioniranja: Γ = 1.05 UVJET Vd < Rd JE ZADOVOLJEN JER VRIJEDI 1.74 < 1.83 MN U nastavku je grafički prikaz izračuna: 36
10.2. PLITKO TEMELJENJE (temeljna stopa, D = 1,5 m) A. Podaci o tlu: - kut unutrašnjeg trenja φ = 20.0 - unutrašnja kohezija c = 20.0 kn/m 2 - obujamska težina tla iznad temelja γ = 18.8 kn/m 3 - obujamska težina tla ispod temelja γ' = 8.8 kn/m 3 - razina podzemne vode u proračunu RPV = 1.0 m B. Podaci o temelju: - oblik temelja - KVADRATNA TEMELJNA STOPA - dubina temeljenja D = 1.50 m - dubina širokog iskopa D i = 0.00 m - visina temelja t = 1.00 m - širina temelja B = 2.0 m - dužina temelja L = 2.0 m - obujamska težina betona γ beton = 24.0 kn/m 3 - kut nagiba baze temelja α = 0 C. Otpor tla q u = R k / A' = c' N c b c s c i c + q' N q b q s q i q + 0,5 γ'.b' N γ b γ s γ i γ (kn/m 2 ) - težina tla iznad temelja W tlo = 37.6 kn - ukupna vlastita težina temelja W = 133.6 kn - geološko naprezanje na temeljnoj dubini q = 23.2 kpa 37
D. Projektna djelovanja Vertikalna sila GLAVNO: P k = 600.0 kn P d = P k * γ G = 600.0 kn e B = 0.00 m POKRETNO: Q k = 100.0 kn Q d = Q k * γ Q = 130.0 kn e L = 0.00 m Vlastita težina: W d = W * γ G = 133.6 kn Ukupna vertikalna djelovanja: 863.6 kn Horizontalna sila GLAVNO: H k = 0.0 kn H d = H * γ G = 0.0 kn U SMJERU L 0 B' = 2.00 m L' = 2.00 m A' = 4.00 m 2 Kontrola ekscentriciteta: e db B / 6 - u redu e dl L / 6 - u redu E1. Projektni pristup, kombinacija DA 1.2 (A2+M2+R1) - koeficijent posmičnog otpora, γφ' 1.50 - stalna djelovanja, γ G 1.00 - efektivna kohezija γ c' 2.00 - pokretna djelovanja, γ Q 1.30 - koeficijent otpora tla, γ Rv 1.00 - zapreminska težina, γ γ 1.00 Računski parametri tla: - efektivna kohezija c' = 9.0 kpa - efektivni kut posmične čvrstoće φ' = 13.6 º Faktori nosivosti: N c = 10.16 N q = 3.47 N γ = 1.20 Faktori oblika: s c = 1.33 s q = 1.24 s γ = 0.70 Faktori nagiba baze temelja: b c = 1.00 b q = 1.00 b γ = 1.00 Inklinacija V sile zbog H: i c = 1.00 i q = 1.00 i γ = 1.00 m= 1.500 38
Dozvoljeno opterećenje tla: q u = 228.51 kpa Dozvoljena nosivost proračunatog temelja: R k = 914.05 kn Dozvoljeni otpor tla proračunatog temelja: R d = R k / γ Rv = 914.05 kn Faktor predimenzioniranja: Γ = 1.06 UVJET Vd < Rd JE ZADOVOLJEN JER VRIJEDI 0.86 < 0.91 MN U nastavku je grafički prikaz izračuna: 39
10.3. ANALIZA NOSIVOSTI BUŠENOG PILOTA (L= 17 m, D= 0,6 m) Proračun nosivosti pilota sukaldno EC7 (GEO) A. Podaci o pilotu: - oblik pilota - BUŠENI PILOT - dužina pilota u tlu L = 17.00 m - promjer pilota D = 0.60 m - površina presjeka pilota u razini vrha pilota A b = 0.283 m 2 - opseg pilota O = 1.885 m 2 - zapreminska težina betona γ = 25.0 kn/m 3 γ' = 15.0 kn/m 3 - vlastita težina pilota G vtp = 72.1 kn B. Podaci o tlu u razini vrha pilota: - kut unutrašnjeg trenja tla φ = 34.0 - kohezija tla c = 0.0 kn/m 2 - zapreminska težina tla γ = 10.0 kn/m 3 - koeficijent zemljanog pritiska u stanju mirovanja K s = 0.44 - razina podzemne vode RPV = 2.0 m C. Podaci o tlu: Tablica 8. Podaci o tlu 40
D. Projektni pristup, kombinacija: DA 1.2 (A2+M2+R4 ) - korelacijski koeficijent za određivanje karakter. vrijednosti, ξ 3 = 1.25 - parcijalni faktor otpora pilota na bazi, γ b = 1.60 - parcijalni faktor otpora pilota po plaštu, γ s = 1.30 D.1. Računski otpor pilota (R c;cal ): R c;cal = R b;cal + R s;cal = q b A b + q s A s q b - specifični otpor tla u razini vrha pilota q b = γ r N γr + σ vo ' K s N qr + c N cr σ vo ' - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini vrha pilota σ vo ' = Σ(γ i h i ) = 122.1 kn/m 2 N cr, N γr, N qr - faktori nosivosti, ovisni o veličini kuta unutrašnjeg trenja tla na vrhu pilota φ: za φ = 34.0 N qr = 141.3 q b = 7,702 kn/m 2 N γr = 33.8 R b;cal = 2178 kn N cr = 783.0 q s - specifični otpor zbog trenja nosivih slojeva uz plašt: q s = a + σ vo'(i) Ks tg δ q s = α. C u za nedrenirane uvjete gdje je: σ vo'(i) a - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini sredine nosivog sloja koji prenosi opterećenje trenjem - adhezija između pilota i okolnog tla odnosno kohezija odkolnog tla, ako je kohezija manja od adhezije E. Karakteristični otpor pilota (R c;k ) - za prosječne vrijednosti (ξ 3 ): R c;k = R b;cal / ξ 3 + R s;cal / ξ 3 = R b;k + R s;k = 1742 + 299 = 2041 kn R c;k = R b;k / γ b + R s;k / γ s - G vtp = 1089 + 230-72.1 = 1247 kn 41
10.4. ANALIZA NOSIVOSTI CFA PILOTA (L= 17 m, D= 0,75 m) Proračun nosivosti pilota sukaldno EC7 (GEO) A. Podaci o pilotu: - oblik pilota - CFA PILOT - dužina pilota u tlu L = 17.00 m - promjer pilota D = 0.75 m - površina presjeka pilota u razini vrha pilota A b = 0.442 m 2 - opseg pilota O = 2.356 m 2 - zapreminska težina betona γ = 25.0 kn/m 3 γ' = 15.0 kn/m 3 - vlastita težina pilota G vtp = 112.7 kn B. Podaci o tlu u razini vrha pilota: - kut unutrašnjeg trenja tla φ = 34.0 - kohezija tla c = 0.0 kn/m 2 - zapreminska težina tla γ = 10.0 kn/m 3 - koeficijent zemljanog pritiska u stanju mirovanja K s = 0.44 - razina podzemne vode RPV = 2.0 m C. Podaci o tlu: Tablica 9. Podaci o tlu 42
D. Projektni pristup, kombinacija: DA 1.2 (A2+M2+R4 ) - korelacijski koeficijent za određivanje karakter. vrijednosti, ξ 3 = 1.25 - parcijalni faktor otpora pilota na bazi, γ b = 1.45 - parcijalni faktor otpora pilota po plaštu, γ s = 1.30 D.1. Računski otpor pilota (R c;cal ): R c;cal = R b;cal + R s;cal = q b A b + q s A s q b - specifični otpor tla u razini vrha pilota q b = γ r N γr + σ vo ' K s N qr + c N cr σ vo ' - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini vrha pilota σ vo ' = Σ(γ i h i ) = 122.1 kn/m 2 N cr, N γr, N qr - faktori nosivosti, ovisni o veličini kuta unutrašnjeg trenja tla na vrhu pilota φ: za φ = 34.0 N qr = 141.3 q b = 7,727 kn/m 2 N γr = 33.8 R b;cal = 3414 kn N cr = 783.0 q s - specifični otpor zbog trenja nosivih slojeva uz plašt: q s = a + σ vo'(i) Ks tg δ q s = α. C u za nedrenirane uvjete gdje je: σ vo'(i) a - vertikalno naprezanje od vlastite težine tla u razini sredine nosivog sloja koji prenosi opterećenje trenjem - adhezija između pilota i okolnog tla odnosno kohezija odkolnog tla, ako je kohezija manja od adhezije E. Karakteristični otpor pilota (R c;k ) - za prosječne vrijednosti (ξ 3 ): R c;k = R b;cal / ξ 3 + R s;cal / ξ 3 = R b;k + R s;k = 2731 + 374 = 3105 kn R c;k = R b;k / γ b + R s;k / γ s - G vtp = 1883 + 287-112,7 = 2058 kn 43
11. ZAKLJUČAK Diplomski rad sadrži rezultate terenskih i laboratorijskih istraživanja tla na prostoru planirane izgradnje trgovačkog centra "Ikea Zagreb East", izvedenih 2009. god. kao i dopunska istraživanja provedena 2011. godine. Osnovom prikupljenih podataka, provedenih terenskih i laboratorijskih istraživanja iz obje istražne faze (preliminarne i dopunske), te provedenih geostatičkih analiza, zaključuje se kako je temeljno tlo geomehanički uvjetno pogodno za izgradnju trgovačkog centra. Terenski istražni radovi iz 2009. godine uključuju: - 22 (dvadeset i dvije) sondažne bušotine do dubine podinskog šljunka, maksimalne dubine 16 m (SPT je izveden kontinuirano pokraj svake bušotine). Oznaka bušotina B-1 do B-23. - 1 (jedna) duboka sondažna bušotina do dubine 25 m Oznaka bušotina B-16. - 14 (četrnaest) dinamičkih penetracijskih sondi (DPH) prema DIN 4094 standardu. Oznaka DPH-1 do 14. - 4 (četiri) statičke sonde (CPTU). Oznaka CPT-1 do CPT-4 (C-1 do C-4). - 28 (dvadeset osam) sondažnih iskopa do dubine 4,0 m. Oznaka T-1 do T-28 (1 do 28). - ugradnja 7 piezometarskih PVC cijevi. Oznaka P-1 do P-7. Dopunski terenski istražni radovi iz 2011. godine uključuju: - 4 (četiri) duboke sondažne bušotine do dubine 25 m. Oznaka bušotina B-24 do B-27. - 4 (četiri) plitke sondažne bušotine do dubine 6 m. Oznaka bušotina B-28 do B-31. GEOFIZIČKA ISTRAŽIVANJA: - električna istraživanja vertikalno električno sondiranje 2x VES (AB/2 = 250-300 m) - 2D električna tomografija, 4 x TOMO - seizmička istraživanja višekanalna analiza površinskih valova (MASW), 4x 2D V s profila 2x 1D V s profila - plitka seizmička refrakcija (RF), 4x 2D V p profila Položaj i oznake provedenih istražnih radova prikazane su na situacijskom planu u Prilogu 1. 44
Zbog lakšeg pregleda litološkog sastava tla na predmetnoj lokaciji, geološki profil podijeljen je u pet (5) osnovnih geoloških slojeva. Detaljan opis utvrđenih geoloških slojeva tla iskazan je u poglavlju 4 diplomskog rada. DOPUNSKE DUBOKE ISTRAŽNE BUŠOTINE, listopad 2011: Dopunske istražne bušotine izvedene su sa svrhom potvrde dubine i karakteristika nekoherentne podine šljunka. Identificirane dubine šljunka (GP-GM) iznose: B-24 (16,0 m), B-25 (15,0m), B-26 (15,2 m), B-27 (16,0 m). Ispitane dubine potvrđuju prethodne nalaze istražnog bušenja i dinamičkih sondi. Velika debljina materijala organskog sastava utvrđena je na prostoru bušotine B-25 ( prodajni centar faza 2.), ukupno gotovo 8,5 m treseta i tla visokog organskog udjela. Zbijenost podine odgovara vrlo zbijenom stanju, broj udaraca SPT probe za sloj šljunka (GM) ispitane u bušotini odgovara N = 53 110 udaraca/stopi. Šljunak je zbijenog stanja od početka intervala, vrijednosti SPT probe jedna metar unutar sloja iznose N = 53 64 udaraca/stopi. PODZEMNA VODA: Razina podzemne vode tijekom istražnog bušenja registrirana je na dubini od 1,0 do 3,5 m, mjereno od razine terena. Prva pojava podzemne vode odgovara saturiranim slojevima tla na određenim dubinama. Većinu saturiranih slojeva predstavlja glina gornjeg intervala, žuto-smeđe boje prošarana sivom, sa značajnim udjelom praha i pijeska. Dubina većeg priljeva vode odgovara prašinasto, pjeskovitim materijalima. Iz provedenog terenskog ispitivanja propusnosti tla u piezometrima P-1 do P-6, koji zahvaćaju površinske vode, prosječni koeficijent propusnosti za piezometar sa 6,0 m filtarske dionice, odgovara K = 1.4 10-5 do 7.2 10-7 m/s. Dobivene vrijednosti bitno su više od laboratorijski izmjerenih koeficijenata vodopropusnosti na uzorcima, a iz razloga što nisu uzeti u obzir proslojci pijeska, utvrđeni u tlu. Godišnje opažanje razina podzemne vode (RPV) prikazano je u dijagramu 1. Smjer toka podzemne vode u dubokom vodonosniku je u smjeru istoka, te prati površinski tok rijeke Save. 45
GEOFIZIČKA ISTRAŽIVANJA, listopad 2011: Primjena geofizičkih istraživanja u drugoj fazi istražnih radova pokazala se kao vrlo vrijedan suplement provedenim geotehničkim istraživanjima. Izvršeno je električno sondiranje (VES), električno profiliranje (TOMO), te seizmičko profiliranje (RF & MASW). Materijali plićih intervala (gline, treseti, prašinaste gline, proslojci pijeska), imaju brzine posmičnih valova od Vs = 100 160 m/s. Brzine se u sloju krovine izmjenjuju, te nije karakteristično povećanje brzine s dubinom. Dublje u profilu brzina valova postepeno raste, a značajnija promjena vidljiva je na 14 metru dubine kao nagli porast brzina preko 300 m/s, gdje se radi o nekoherentnoj podini šljunka. Profil brzine posmičnih valova vrlo je sličan rezultatu CPT-u sondiranja, a oboje ukazuju na ujednačen profil mekanog tla krovine, za razliku od dinamičkih penetracije koja u krovini pokazuje visoke, preoptimistične rezultate s trendom bitnog porasta broja udaraca s dubinom, a što iz MASW i CPT-u ispitivanja nije očito. GEOSTATIČKE ANALIZE: Analiza nosivosti i slijeganja provedena je za plitko i duboko temeljenje. Zbog heterogenog tla, organskih primjesa i slojeva treseta očekuju se velika slijeganja kod plitkih temelja. Proračun slijeganja prikazan je u poglavlju 10 za temeljne trake, D = 1,2 m (q u = 180 kn/m 2 ), isto kao i za temeljne stope, D = 1,5 m (q u = 220 kn/m 2 ). Plitko temeljenje prihvatljiv je oblik temeljenja samo "manjih" objekata, benzinske stanice i objekata brze prehrane, pridržavajući se izračunatih dopuštenih nosivosti i računskih slijeganja. U koliko se teren i na tom prostoru nivelira dodatnim nasipom nosivost u nasipu se dodatno poboljšava. Temeljenje objekta prodajnog centar neophodno je provesti na dubokim temeljima. U tom smislu predlaže se temeljenje na pilotima. Kako je utvrđena podina vrlo zbijenog šljunka ( Dr > 0,90 ) piloti će glavni otpor ostvariti po vrhu u sloju šljunak (GP-GM) povoljnih geomehaničkih karakteristika. Proračun nosivosti pilota proveden je sukladno EC7. Analizirani su bušeni i CFA piloti u poglavlju 10.3 i 10.4. 46
ZABIJENI PILOTI Zabijanjem pilota u nekoherentnom tlu obično se povećava gustoća tla, a time i njegova otpornost. Kako je vrh pilota projektiran u nekoherentnom tlu GP-GM, ova metoda je vrlo primjenjiva na lokaciji. Dubina pilota uređenog u podinu usvojena je 17,0 m i odgovara dostatnoj dubini na cijeloj lokaciji. BUŠENI PILOTI / CFA Kao i kod zabijenih pilota, glavni otpor i kod bušenih pilota ostvaruje se po bazi pilota koja se ugrađuje u čvrstu podinu. Za utvrđene karakteristika krovinskog mekog tla s organskim primjesama, te utvrđene močne slojeve treseta s visokim organskim udjelom, metoda CFA pilota pogodna za implementaciju i preferira se u odnosu na klasične bušene pilote. Bušeni pilot promjera D = 60 cm, dubine 17 m. Rc;k = 1200 KN, poglavlje 10.3. CFA pilot promjera D = 75 cm, dubine 17 m. Rc;k = 2000 KN, poglavlje 10.4. Dozvoljen otpor pilota, određen po bilo kojem računskom obrascu, provjeriti probnim opterećenjem pilota. Na taj način provest će se konačna optimizacija projekta temeljenja. na tržištu. Odabir između ovih dviju metoda isključivo je tehno-ekonomske prirode, kao i stanja 47
12. LITERATURA [1] Nonveiller, E. (1979): Mehanika tla i temeljenje građevina, Školska knjiga, Zagreb [2] Roje-Bonacci,T. (2003): Mehanika tla, Građevinski fakultet Sveučilišta u Splitu, Split [3] SPP d.o.o., Geotehnički elaborat za potrebe temeljenja trgovačkog centra IKEA, Varaždin, studeni 2011. [4] Zelenika, M; Tehnologija izrade bušotina, Sveučilište u Zagrebu Geotehnički fakultet, Varaždin, prosinac 1995. [5] Zlatović S.; Uvod u mehaniku tla, Udžbenik Tehničkog veleučilišta u Zagrebu, Zagreb 2006. [6] Szavits-Nossan A., Ivšić T., New Eurocode 7: geotechnical design, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, Zagreb 2006. [7] Nikolić Ž., Proračun zgrada na djelovanje potresa prema Eurocode 8, Internetska stranica -scribd.com (kolovoz 2012) http://sr.scribd.com/doc/52431313/kratak-pregled-eurokod-8-ok-za-pogledat 48