Projektowanie ścianek szczelnych

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

Uwagi dot. projektowania ´scianki szczelnej

Ostatnia zmiana 02.01.2004

To jest pierwszy szkic tekstu, prosz

e o przesyÃlanie uwag pod:

aniem@pg.gda.pl

Zakres projektu

∆h

(OCR=1)

Q+

ZWG

Rysunek 1: Schemat ´scianki szczeln

Wymiarowanie ´scianki nale˙zy przeprowadzi´c dla bardziej niekorzystnego z nast

epuj

acych dwu stan´ow pracy:

• Stan natychmiast po odkopaniu.

No´sno´s´c pocz

atkowa tj. kr´otkoterminowa, grunt ma parametry φ

= 0 i c

= OCR · σ

tan φ

w w-wie iÃlu i

= 30 kPa = const w warstwie gliny. W powy˙zszym wzorze σ

oznacza efektywne napr

e˙zenie pionowe od

e˙zaru wÃlasnego i obci

a˙ze´

n dÃlugotrwaÃlych

(licz

a ch

etni dla podwy˙zszenia oceny)

• Stan ko´ncowy.

No´sno´s´c dÃlugoterminowa, grunt ma parametry φ

i c

przy OCR > 1 lub φ

i c

= 0 przy OCR = 1,

(licz

obowi

azkowo wszyscy)

Zgodnie bowiem z Eurocode 7 p. 8.3.3 musimy uwzgl

edni´c zmienno´s´c parametr´ow gruntowych w czasie.

W szczeg´olno´sci nale˙zy sprawdzi´c nast

epuj

ace warunki wytrzymaÃlo´sciowe:

1. SiÃla w ´sci

agu zwi

ekszona o 50% powinna by´c mniejsza od dopuszczalnej (jedna kotwa ulega zniszczeniu)

2. Zakotwienie (np pÃlyta kotwi

aca lub buÃlawa iniekcyjna) wystarczy do przeniesienia obci

a˙zenia 1, 5 · A · d gdzie

A to obliczeniowa siÃla kotwi

aca na 1 mb ´sciany a d to to rozstaw kotew na dÃlugo´sci ´sciany.

3. Momenty zginaj

ace w brusach ´scianki szczelnej nie powinny spowodowa´c uplastycznienia przekroju.

4. Podpora ziemna powinna przej

a´c przewidziane dla niej obci

a˙zenie (wypadkowa wyresu odporu wi

eksza od

reakcji przypadaj

acej na podpor

e ziemn

a wg metody belki zast

epczej Blum’a )

5. Nie powinno doj´s´c do wyparcia dna (r´ownowaga siÃl poziomych pod ´sciank

a z uwzgl

ednieniem siÃl filtracji)

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

6. Kleszcze lub belka kotwi

aca powinna by´c wystarczaj

aco wytrzymaÃla dla przyj

etego rozstawu d kotew (zginanie

od obci

a˙zenia rozÃlo˙zonego A w sytuacji, gdy jedna kotwa ulega zniszczeniu).

7. Og´olna stateczno´s´c uskoku naziomu

Formalnie (wg Eurocode 7 p. 8.2) nale˙zaÃloby sprawdzi´c jescze kilka warunk´ow np. przes

aczanie wody gruntowej

pod ´sciank

a, szczelno´s´c ´scianki, zaburzenia ruchu w´od gruntowych. Jednak w niniejszym projekcie pomijamy te

zagadnienia.

1.1

Wsp´

oÃlczynniki materiaÃlowe i wsp´

oÃlczyniki obci

a˙zenia = 1

W projekcie ´scianki szczelnej zakÃladamy (nietypowo), ˙ze liczymy tylko jedn

a kombinacj

e obci

a˙zenia i dlatego

zakÃladamy, ˙ze podane parametry materiaÃlowe s

a w warto´sciach obliczeniowych a podane obci

a˙zenia zawieraj

wszystkie potrzebne wsp´oÃlczynniki przeci

a˙zenia. Przyjmujemy (wyj

atkowo) wszystkie ci

e˙zary grunt´ow γ = 20

kN/m

i γ

= γ

= 10 kN/m

Uwzgl

ednienie ogranicze´

n przemieszczeniowych

W przypadku, gdy w projekcie stawiane s

a ograniczenia przemieszcze´

n poziomych korony np.: f

< f

dop

= 3 cm

nale˙zy przeprowadzi´c obliczenia dla podwy˙zszonego parcia po´sredniego E

i zredukowanego odporu po´sredniego

wg rys. 10 normy PN-83/B-03010 . W tym celu szacujemy przemieszczenie uog´olnione ρ = f

dop

/h, gdzie

h jest caÃlkowit

a wysoko´sci

a ´scianki (wÃl

acznie z wbiciem, przyj

a´c ok. h = 1, 6h

) a nast

epnie na podstawie

ρ/ρ

odczytujemy z rys. 10

PN-83/B-03010 E

z interpolacji mi

edzy K

a K

= (1 − sin φ

)

√

OCR Nast

epnie

definiujemy czynnik

= E

(1)

do zwi

ekszenia wsp´oÃlczynika parcia K

. Analogicznie mo˙znaby okre´sli´c E

dla odporu interpoluj

ac mi

edzy K

na podstawie ρ/ρ

a nast

epnie

= E

(2)

do zmniejszenia wsp´oÃlczynika odporu K

. Dla obrotu wok´oÃl ostrza ´scianki warto´sci ρ

= ρ

= ρ s

a identyczne.

Wielko´sci graniczne ρ

oraz ρ

przyjmujemy z rys. 8 i 9 w PN-83/B-03010 . Do okre´slenia η

i η

nale˙zy wykorzysta´c

krzywoliniowy wykres na rys. 10. Nie(!) zaleca si

e stosowa´c dwuliniowego przybli˙zenia krzywej E − ρ (parcie -

przemieszczenie uog´olnione), czyli liczenia wg wzor´ow (22-25) z PN-83/B-03010 .

Poniewa˙z przemieszczenie ostrza jest nieznane zamiast interpolacji odp´or sza-

cujemy przyjmuj

= E

1
2

(3)

W dalszej cz

e´sci tego tekstu przyjmujemy, ˙ze wsp´oÃlczynniki parcia i odporu zostaÃly nast

epuj

aco zmodyfikowane

ah nowe

:= η

ph nowe

:= η

(4)
(5)

Dla uproszczenia przyjmujemy warto´sci sp´ojno´sci bez zmian tj. c

nowe

= c

Przy sprawdzeniu no´sno´sci kr´otkoterminowej przeprowadzamy ze wzgl

edu na ograniczone przemieszczenia mody-

fikacje jednostkowego parcia:

a nowe

:= η

p nowe

:= η

(6)

gdzie e

= γ

· z

− 2c

i e

= γ

· z

+ 2c

Zamiast powy˙zszej redukcji dla konkretnie zadanych przemieszcze´

n dopuszczalnych mo˙zna szacunkowo dla ty-

powych warunk´ow (wg Scherzinger’a 1991) przyj

a´c 4-krotnie zredukowan

a sp´ojno´s´c jedynie po stronie odporu tj.

a nowe

= σ

− 2c

p nowe

= σ

+ 2 ·

1
4

(7)

gdzie σ

jest caÃlkowitym (a nie efektywnym) napr

e˙zeniem pionowym na danej gÃl

eboko´sci.

W Eurocode 7 uwzgl

edniono dodatkowo spos´

ob przemieszczania si

e ´sciany. Dla obrotu wok´

oÃl korony, obrotu wok´

oÃl podstawy i

dla r´

ownolegÃlej translacji warto´sci f przemieszczenia odpowiadaj

ace ρ

wynosz

a odpowiednio 0, 001h, 0.005h i 0.001h, gdzie h jest

caÃlkowit

a wysoko´sci

a ´scianki.

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

Kr´

otkoterminowa i dÃlugoterminowa wytrzymaÃlo´

s´

c grunt´

ow spoistych

Nale˙zy rozr´o˙znia´c wytrzymaÃlo´s´c gruntu pocz

atkow

a (kr´otkoterminow

a, w warunkach bez drena˙zu) i ko´

ncow

(dÃlugoterminow

a, po dysypacji tj. wyr´ownaniu nadci´snie´

n wody). Bezpo´srednio po szybkim

obci

a˙zeniu grunt´ow

spoistych (mo˙ze to by´c wykonanie wykopu i przyÃlo˙zenie obci

a˙zenia naziomu w ci

agu kr´otkiego czasu np 2 ty-

godni) nale˙zy opr´ocz no´sno´sci dÃlugoterminowej sprawdzi´c no´sno´s´c kr´otkoterminow

a. Analiz

e przeprowadzamy na

napr

e˙zeniach caÃlkowitych traktuj

ac mieszanin

e wody z gruntem jako jedn

a substancj

e o ci

e˙zarze γ

i wytrzymaÃlo´sci

okre´slonej kryterium Coulomba przy φ

= 0 i c

6= 0. Parcie samej wody pomija si

e. Sp´ojno´s´c c

zale˙zy zgod-

nie z kryterium Krey’a i Tiedemann’a od napr

e˙zenia prekonsolidacji σ

i resztkowego k

ata tarcia φ

, rys. 2. W

gruntach normalnie skonsolidowanych, tj. takich dla kt´orych OCR =

= 1, parametry wytrzymaÃlo´sciowe nale˙zy

przyjmowa´c w warto´sci φ

oraz c

= 0. Resztkowy k

at φ

tarcia wewn

etrznego mo˙zna przyj

a´c (wg BS 8002: 1994)

Trwale zageszczenie zwieksza
naprezenie prekonsolidacji a w
nastepstwie tego rowniez
c' oraz c

Rysunek 2: WytrzymaÃlo´s´c dÃlugotrwaÃl

a opisuj

a parametry φ

i c

przy czym nadyw˙zk

e nad lini

a φ

wytrzymaÃlo´sci

resztkowej cz

esto si

e pomija. WytrzymaÃlo´s´c kt´otkoterminowa odpowiada φ

= 0 i c

6= 0. Sp´ojno´sci c

i c

zale˙z

od zag

eszczenia gruntu via σ

natomiast k

aty φ

i φ

a dla danego gruntu staÃle.

na podstawie I

= w

− w

[%]

[

◦

]

3.1

Parcie i odp´

or do no´

sno´

sci dÃlugoterminowej wg φ

i c

Liczy´c K

wg Coulomba przyjmuj

ac δ

2
3

i K

wg Coulomba przyjmuj

ac δ

= −

2
3

lub (wskazane dla φ

> 35

◦

)

wg Caquot i Kerisel’a przyjmuj

ac δ

= −φ. Obci

a˙zenie pasmowe pionowe q

o szeroko´sci b lub liniowe Q

wywiera parcie o wypadkowej

= q

(8)

= Q

(9)

a obci

a˙zenie pasmowe poziome p o szeroko´sci b wywiera parcie o wypadkowej

= pb .

(10)

RozkÃlady jednostkowych par´c s

a przedstawione na rys. 3. Od obci

a˙zenia linowego przyj

a´c rozkÃlad r´ownomierny.

Nale˙zy sprawdzi´c dwa warianty: stateczno´s´c kr´otkoterminow

a (parcie z c

i φ

= 0 a pod wod

a γ

ale bez parcia

wody) i stateczno´s´c dÃlugpoterminow

a (osobno parcie gruntu i wody, φ

i c

i pod wod

a γ

). W piasku r´o˙znice

edzy ww wariantami znikaj

a, tj. wystarczy policzy´c parcie w wariancie dÃlugotrwaÃlym z φ

i c

= 0 i pod wod

a nast

epnie doda´c parcie wody.

W ´sciankach odkopywanych przyj

ecie po stronie ni˙zszego naziomu granicznej warto´sci odporu nie koniecznie oz-

nacza, ˙ze dopuszczamy du˙ze przemieszczenia poziome w celu mobilizacji tego odporu. Np., dla ´scianki o wys.

uskoku naziomu h

= 10 m, idealnie nieruchomej samoczynnie wytworzy si

e pod dnem wykopu przy φ = 30

◦

γ = 20 kN/m3 stan granicznego (maksymalnego) odporu w warstwie o gÃl

eboko´sci y ≈ 2 m. Wynika to z por´ownania

γ(h

+ y) = K

γy

(11)

Jako ”szybkie” nazywamy obci

a˙zenie, kt´

orego bezwymiarowy czas konsolidacji T

< 0, 2, gdzie c

= kM/γ

a t jest czasem

przykÃladania obci

a˙zenia.

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

45+φ/2

Rysunek 3: RozkÃlad parcia od ob´c. pasmowego

3.2

Parcie i odp´

or do no´

sno´

sci kr´

otkoterminowej wg φ

= 0

i c

Parcie jednostkowe w g. spoistych nale˙zy liczy´c wg

= σ

− 2c

≥ 0, 2σ

(12)

= σ

+ 2 ·

1
4

(13)

gdzie σ

jest napr

e˙zeniem caÃlkowitym pionowym liczonym od wy˙zszego naziomu (po stronie aktywnej) a σ

jest

napr

e˙zeniem caÃlkowitym pionowym liczonym od ni˙zszego naziomu (po stronie pasywnej). W ci

e˙zarze γ gruntu do

obliczenia σ

nie nale˙zy uwzgl

ednia´c wyporu wody. Na poziomie dna basenu sp´ojno´s´c c

przy OCR = 1 osi

aga

warto´s´c

= (γ

· h

+ (γ

· h

P 1

+ γ

· h

P 2

) + γ

· h

) tan φ

(14)

a jednostkowe parcie wynosi (tutaj bez powi

ekszenia ze wzgl

edu na przemieszczenia) wynosi

= q + γ

· h

+ γ

· h

+ γ

· h

− 2 c

≥ 0, 2(q + γ

· h

+ γ

· h

+ γ

· h

)

(15)

Poniewa˙z c

zale˙zy od σ

a w ile, rys. 1, OCR=1 czyli σ

= σ

zatem poni˙zej dna basenu/wykopu jednostkowy

odpor pomniejszony o parcie wynosi

e(z

) = e|

− 2, 5c

= e|

− 2, 5σ

tan φ

= e|

− 2, 5z

tan φ

(16)

poniewa˙z OCR = 1. Schemat parcia w stanie pocz

atkowym przedstawiony jest na rys. 4

PrzykÃlad:

Geometria: h

= 1 m; h

= 3 m; h

= 2 m; ∆h

= 1 m

Obci

a˙zenia naziomu: q = 0 kPa, p = 0 + zabezpieczenie przed rys

a skurczow

Glina: c

= 30 kPa

Piasek: φ

= 30

◦

, δ = 0

◦

iÃl: I

= 15

→

= 30

◦

;

Jednostkowe parcia czynne:

1) G strop: e

= 0

2) G sp

ag: e

= γ1 − 2c

< 0

→

= 0, 2 · 20 = 4 kPa

3) P strop: e

1
3

20 = 6, 6 kPa;

4) P sp

ag: e

1
3

· 2 · 20 = 13, 2 kPa;

5) I strop: c

= OCR · γ · z tan φ

= 1 · 20 · 2 · 0, 577 = 23 kPa

= γ · z − 2c

< 0

→

= 0, 2 · γ · z = 8 kPa

6) I dno+0,01: c

= OCR · γ

(?) · z tan φ

= 1 · (20 · 2 + 10 · 3) · 0, 577 = 40, 4 kPa

= γ · z − 2c

= 20 · 5 − 2 · 40, 4 = 20 ≈ 0, 2 · 20 · 5 = 20 kPa

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

∆h

γ z

0,2

(γ

+ q

)

2 c

0,5 c

Rysunek 4: Wykres parcia przy sprawdzeniu no´sno´sci kr´otkoterminowej

7) I dno-0,01: e

= e

− 0, 5c

≈ 0

Punkt Z wypada zatem na poziomie dna basenu. Wsp´oÃlczynnik K

∗

(odp´or minus parcie) wynosi

∗

= 2, 5γ

tan φ

= 2, 5 · 10 · 0, 577 = 14, 42 kPa/ m

(17)

Zauwa˙zmy, ˙ze ew. ci

e˙zar wody w piasku P nale˙zy r´ownie˙z doda´c do pionowych napr

e˙ze´

n caÃlkowitych σ

po stronie

parcia. Napr

e˙zenie prekonsolidacji σ

odpowiada napr

e˙zeniu pionowemu efektywnemu(!), a zatem do obliczena σ

w warstwach nad ZWG bierzemy γ a pod ZWG γ

Przyj

ecie parcia od wody

4.1

Woda w no´

sno´

sci dÃlugoterminowej

ZWG

Rysunek 5: Parcie wody.

Przyjmujemy trapezowy wykres parcia wody, rys. 5, jak gdyby ´scianka dochodziÃla w ostrzu do warstwy nieprze-

puszczalnej. Robimy w ten spos´ob dwa bÃl

edy: zakÃladamy ˙ze ci´snienie wody zmienia si

e skokowo przy ostrzu (cho´c

w rzeczywisto´sci ci´snienie zmienia si

e stopniowo) i ˙ze woda stoi (w rzeczywisto´sci wyst

epuje przes

aczanie wody i

zwi

azane z tym siÃly filtracji). ZakÃlada si

e ˙ze powy˙zsze dwa bÃledy znosz

a si

4.2

Woda w no´

sno´

sci kr´

otkoterminowej

Parcie wody przyjmujemy jedynie w warstwach grunt´ow niespoistych gdzie parcie gruntu jest liczone wg parametr´ow

efektywnych φ

i c

a nie φ

i c

. W warstwach liczonych w napr

e˙zeniach caÃlkowitych parcie od wody pomija si

tj u

= 0

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

4.3

Woda w rysie skurczowej

h c

Rysunek 6: Parcie wody z rysy skurczowej

Wskutek post

epuj

acego od naziomu wysychania gruntu spoistego mog

a powsta´c rysy skurczowe, rys. 6, o gÃl

eboko´sci

tan(45

◦

− φ

/2)

(18)

kt´ore w razie ulewnego deszczu mo˙ze wypeÃlni´c woda powoduj

ac niebezpieczne dodatkowe parcie na ´sciank

e o

warto´sci

= γ

2
c

(19)

Oczywi´scie h

nie mo˙ze si

ega´c pni˙zej ZWG lub zachodzi´c na warstw

e piasku.

Obliczenia statyczne ´

sciany

5.1

Sciana wspornikowa (bez zakotwienia)

∆

Rysunek 7: ´

Sciana wspornikowa

Rys. 7 przedstawia najprostszy schemat statyczny ´scianki szczelnej. Mo˙ze by´c on stosowany przy niewielkich (2m)

uskokach naziomu.
Wprowadzaj

ac oznaczenie K

∗

= (K

− K

)γ

dla no´sno´sci dÃlugoterminowej i K

∗

= 2, 5γ

tan φ

(je´sli wg

Scherzinger’a) dla no´sno´sci kr´otkoterminowej, mo˙zemy obliczy´c gÃl

eboko´s´c u poÃlo˙zenia punktu Z zr´ownania si

parcia i odporu

∗

· u = e|

− 0, 5 c

(20)

Nast

epnie okre´slamy wypadkow

a Q (wraz z wysoko´sci

a linii dziaÃlania) od wszystkich obci

a˙ze´

n dziaÃlaj

acych powy˙zej

Z, wÃl

acznie z nadci´snieniem wody i parciem od obci

a˙zenia naziomu

W celu uproszczenia oblicze´

n dopuszcza si

e pod pewnymi warunkami (EAU 1996, E 77) przyj

ecie zast

epczego prostok

atnego

rozkÃladu parcia gruntu zachowuj

ac warto´s´

c wypadkowej ale niekoniecznie jej poÃlo˙zenie. W przypadku wielokrotnie zakotwionych ´scianek

EAU zaleca zamiast metody Blum’a tzw. metod

e Lackner’a, w kt´

orej do wyznaczenia punktu Z po stronie aktywnej uwzgl

ednia sie

nadci´snienie wody (dlaczego ??) (tj. ”Additionsnullpunkt” zamiast ”Belastungsnullpunkt”). PeÃlne tÃlumaczenie EAU mo˙zna znale˙z´

c w

zeszytach ”In˙zynieria Morska i Geotechnika”.

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

parcie od wody:

maÃle

du˙ze

tylko

´sciana wspornikowa

1,2

1,3

1,4 . . . 1,6

´sciana kotwiona utwierdzona

1,1

1,15

1,2 . . . 1,3

´sciana kotwiona wolnopodparta

1,05

1,1

1,15 . . . 1,2

Tabela 1: Zalecane w Spundwandhandbuch (HSP GmbH) wsp´oÃlczynniki α

Metod

a Bluma (1931) obliczamy potrzebn

a gÃleboko´s´c wbicia zakÃladaj

ac r´ownowag

e moment´ow wzgl

edem punktu

F , czyli

Q · (h

+ x) = K

∗

· x ·

1
2

x ·

1
3

x = 0

(21)

co prowadzi do r´ownania sze´sciennego (przy oczywistych oznaczeniach m, n) wzgl

edem x

= mx + n

(22)

i z kt´orego wyznaczamy potrzebn

a gÃl

eboko´s´c wbicia u + x + ∆x = α · (u + x). Do rozwi

azania r. sze´sciennego Blum

(Bautechnik 1950) podaÃl gotowe diagramy. Szeroko´s´c ∆x potrzebna jest do przeniesienia tzw. zast

epczej siÃly C

potrzebnej do r´ownowagi siÃl poziomych. Zalecane mno˙zniki α, tabl. 1 zale˙z

a od tego, czy parcie Q wywoÃlane jest

tylko gruntem czy te˙z dodatkowo nadci´snieniem wody:

PoÃlo˙zenie x

zerowej siÃly tn

acej wyznaczymy z warunku

∗

· x

1
2

= Q

(23)

czyli

r 2Q

∗

(24)

Tam te˙z spodziewamy si

e maksymalnego momentu zginaj

acego (do wymiarowania przekroju ´scianki)

max M = Q · (h

+ x

) − K

∗

3
a

(25)

5.2

Sciana jednokrotnie zakotwiona wolnopodparta

Obliczenia prowadzimy anologicznie jak w przypadku scianek szczelinowych i palisad.

W przypadku podpory gruntowej wolnopodpartej wyznaczenie gÃl

eboko´sci ´sciany przeprowadzamy iteracyjnie:

e - e

x /3

K = (K - K )γ

schemat
ruchu

Rysunek 8: ´

Scianka szczelna wolnopodparta.

1. Sporz

adzi´c wykres sumy jednostkowego parcia i odporu (z odpowiednimi wsp obliczeniowymi)

2. ´

Sciank

e potraktowa´c jak belk

e wolnopodpart

a (pracuj

a w pionie) obci

a˙zon

a sum

a parcia i odporu ale tylko

w cz

e´sci, gdzie parcie przewy˙zsza odp´or.

3. Pierwsz

a podpor

e A przyj

ac w miejscu zakotwienia, tj. ok.

1
3

licz

ac od g´ory

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

4. Wyznaczy´c punkt zerowy Z, w kt´orym jednostkowe parcie i odp´or (po drugiej stronie ´sciany) s

a identyczne

tj. e

= e

5. ZaÃlo˙zy´c prowizorycznie, ˙ze potrzebna gÃl

eboko´s´c x sciany poni˙zej Z wynosi ok

1
3

h wysoko´sci ´sciany powy˙zej

6. Przyj

a´c drug

a podpor

e B na gÃl

eboko´sci

2
3

x licz

ac od Z

7. Wyliczy´c reakcje od obci

a˙zenia rozÃlo˙zonego, tj. od sumy parcia i odporu ale tylk

a w cz

e´sci, gdzie parcie

przewy˙zsza odp´or.

8. Por´owna´c reakcj

e R

potrzebn

a do przeniesienia obci

a˙zenia z dopuszczalnym odporem

1
2

· K

∗

9. W razie du˙zej rozbie˙zno´sci wydÃlu˙zy´c b

ad´z skr´oci´c x i powt´orzy´c obliczenia od pktu 6.

Alernatywnie x mo˙zna wyznaczy´c analitycznie z warunku r´ownowagi moment´ow wzgl

edem punktu A tj.

Q · h

= K

∗

1
2

2
3

(26)

Ta metoda nie wymaga zatem iteracyjnego ustalania x.

Przyj

ecie tr´ojk

atnego rozkÃladu odporu (st

ad rami

e wyadkowej =

2
3

x w powy˙zszym r´ownaniu) jest nieco dyskusyjne

poniewa˙z w praktyce tylko cz

e´s´c odporu mobilizuje si

e na wi

ekszej gÃl

eboko´sci. Np. Goldscheider (1985) proponuje

przyj

a´c drug

a podpor

e B na gÃl

eboko´sci :

• 0, 6x dla ´sredniozag

eszczonych lub zag

eszczonych grunt´ow niespoistych

• 0, 5x dla twardoplastycznych lub zwartych gr. spoistych

•

2
3

x dla lu´znych grunt´ow niespoistych i plastycznych gr. spoistych

W celu dobrania odpowiedniego profilu grodzic nale˙zy obliczy´c maksymalny moment zginaj

acy dla schematu

wolnopodpartego z rys. 8 (´srodkowy szkic).

5.3

Sciana jednokrotnie zakotwiona utwierdzona

Niekiedy wykonanie dÃlu˙zszej ´scianki i wymuszenie schamatu pracy z utwierdzeniem na dole i wolnopodparte w

miejscu zakotwienia mo˙ze si

e okaza´c ta´

nsze ni˙z stosowane ci

e˙zkich profili koniecznych do przeniesienia du˙zych mo-

ment´ow zginaj

acych ´scianki pracuj

acej w schemacie wolnopodpartym. W przypadku tzw. peÃlnego utwierdzenia

´sciany w gruncie do´swiadczenie wskazuje, ˙ze punkt Z odpowiada zerowemu momentowi zginaj

acemu! To nie

jest oczywi´scie ˙zadna og´olna zasada mechaniki tylko obserwacja empiryczna dla grunt´ow ± jednorodnych pod

powierzchni

a dolnego naziomu. W obliczeniach mo˙zemy zatem w Z przyj

a´c przegub i otrzymamy belk

e ger-

berowsk

a. Dzi

eki temu obliczenie prowadzimy bez iteracji!

Z x

H = h + u + 1,2 x

e - e

schemat
ruchu

Rysunek 9: ´

Scianka szczelna utwierdzona w gruncie

1. Traktujemy g´orn

a cz

e´s´c ´sciany (nad Z) jako belk

e wolnopodpart

a o podporach w punktach A i Z. Wyliczamy

reakcje R

i R

2. Reakcj

a R

obci

a˙zamy wspornik pod Z kt´orego dÃlugo´s´c h

znajdujemy z warunku r´ownowagi moment´ow

wok´ol podstawy ´sciany (z jednej strony reakcja a z drugiej suma odporu i parcia)

· x =

1
2

· K

∗

1
3

(27)

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

3. Tak znalezion

a dÃlugo´s´c wspornika powi

ekszamy o 20%

W celu dobrania odpowiedniego profilu grodzic nale˙zy obliczy´c maksymalny moment zginaj

acy. W g´ornej cz

e´sci

´scianki (mi

edzy podporami A i Z wg rys. 9) obliczamy moment dla schematu wolnopodpartego. W dolnej cz

e´sci

(mi

edzy punktami Z i F ) wyznaczamy rz

edn

a x

, dla kt´orej moment zginaj

acy osi

aga maksimum, z warunku

zerowania si

e siÃl tn

acych, tj.

r 2R

∗

(28)

Maksymalny moment zginaj

acy w dolnej cz

e´sci (mi

edzy punktami Z i F ) wynosi zatem

max

= R

· x

−

1
2

∗

2
a

1
3

(29)

Sprawdzenie zakotwienia

No´sno´s´c pÃlyt kotwi

acych sprawdzamy metod

a Buchholza np. patrz Dembicki, Tejchman ”Wybrane zagadnienia

fundamentowania budowli hydrotechnicznych” cz. 6. a no´sno´s´c blok´ow kotwi

acych metod

a Odrobi´

nskiego, patrz

j.w. te˙z cz. 6.

6.1

Zakotwienia iniekcyjne

DÃlugo´s´c ci

egien mo˙ze dochodzi´c nawet do ponad 50 m, otw´or wiertniczy 70 . . . 150 mm (czasem wiercenie pod

osÃlon

a rur). Potrzebne s

a silne wiertnice o sile ponad 4 kNm. Wskazany jest min. 10

◦

spadek (aby zaczyn

cementowy (W/C ≈ 0, 5) si

e nie wylewaÃl) lub uszczelnienie odcinka buÃlawy w trakcie iniekcji ci´snieniowej (5-10

atm). Wskazana jest iniekcja wt´orna (do 40 atm) w celu zwi

ekszenia no´sno´sci buÃlawy.

Przeciwwskazania: grunty z zawarto´sciami organicznymi, agresywna woda gruntowa (wtedy dopuszczalne s

a tylko

kotwy tymczasowe do 2 lat).

Spr

e˙zenie jest skuteczne jedynie je´sli zagwarantuje si

e, ˙ze istnieje odcinek wolny (niezainiektowany) mi

edzy buÃlaw

a gÃlowic

a kotwy. W przeciwnym wypadku dochodzi do niebezpiecznego zwarcia: siÃla spr

e˙zenia wraca do gÃlowicy

kotwy jako ´sciskanie buÃlawy.

Rysunek 10: RozkÃlad tarcia wzdÃlu˙z buÃlawy iniekcyjnej

SiÃly tarcia wzdÃlu˙z buÃlawy zakotwienia mo˙zna okre´sla´c, rys 10, wg uproszczonych rozkÃlad´ow:

• tr´ojk

atny gdy ci

egno jest poÃl

aczone z buÃlaw

• staÃly rozklad τ na dÃlugo´sci buÃlawy gdy ci

egno jest przepuszczone przez ´srodek buÃlawy i poÃl

aczone z jej ko´

ncem

specjaln

a tarcz

RozkÃl

ad tarcia wzdÃlu˙z buÃlawy jest istotny przy sprawdzaniu stateczno´sci globalnej metod

a r´ownowagi granicznej.

Warto´s´c siÃly kotwi

acej nie powinna przekroczy´c 500 kN/mb ´scianki.

DÃlugo´s´c iniekcyjnej bryÃly kotwi

acej okre´sla´c wg diagramu Ostermayer’a (GBT-2 s. 303). Dla ekonomicznej dÃlugo´sci

buÃlawy ok 7 m orientacyjnie jednostkowe napr

e˙zenie ´scinaj

ace τ

od tarcia wynosz

grunt

po iniekcji wt´ornej

bez iniekcji wt´ornej

iÃl zwarty

0,4 MPa

0,3 MPa

p´oÃlzwarty

0,3 MPa

0,2 MPa

twardoplastyczny

0,2 MPa

0,1 MPa

W kolejnej tabeli podane s

a orientacyjne caÃlkowite ud´zwigi kotew [kN] przy ´srednicy buÃlawy ok 0,1 . . . 0,15 m dla

gr. niespoistych (tak˙ze dla dÃlugo´sci 7 m)

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

grunt

b.zag

eszczone

zag

eszczone

´srednio zag

eszczone

˙zwir pisaszczysty

1800

1300

900

piasek z domieszk

a ˙zwiru U ≈ 8 . . . 10

1100

900

600

piasek lu´zny U ≈ 3, 5 . . . 4, 5

lu´zny 250

piasek drobny i ´sredni U ≈ 1, 6 . . . 3, 1

800

500

Konstrukcje gÃlowicy pas z 2 ceownik´ow (gdy pojedynczy pr

et to φ 18-36 mm czasem grupy pr

et´ow φ = 12 . . . 16

mm (np Gewistahl) + ´sruba napinaj

aca w przypadku liny z plecionki kliny Leonard’a. Plecionki (liny) maj

wytrzymaÃlo´sci ponad 150 kN/cm

(!) No´sno´s´c pojedynczej kotwy nawet do siÃly u˙zytkowej 4500 kN (w skale,

reklam´owka f-my Stump).

6.2

Jak zmienia si

e siÃla w ´

sci

agu w trakcie pogÃl

ebiania wykopu

ZaÃl´o˙zmy ˙ze ´sci

ag zostaÃl zaÃlo˙zony w pocz

atkowej fazie wykopu np. -3 m, spr

e˙zony a nast

epnie wykop zostaÃl

pogÃl

ebiony do -6 m. Sci

ag zwykle spr

e˙za si

e od razu prawie do peÃlnej warto´sci docelowej tj. w naszym przypadku

do warto´sci reakcji obliczonej w fazie -6 m. W pierszej chwili po spr

e˙zeniu (wykop jeszcze na -3m) po stronie

wy˙zszego naziomu wzbudza si

e podwy˙zszone parcie a nawet odp´or po´sredni. Nast

epnie, w trakcie odkopywania do

-6m nast

epuje poziome przemieszczenie ´sciany co poci

aga za sob

a trzy efekty:

• parcie spada (mo˙zliwe ˙ze a˙z do warto´sci czynnej E

)

• ro´snie siÃla w kotwie (bo ci

egno wydÃlu˙za si

e )

• ro´snie odp´or gruntu poni˙zej -6m

Suma tych zmian odpowiada odporowi odkopanego gruntu mi

edzy -3m a -6m natomiast jaka zmiana przypadnie

na kotw

e, jaka na grunt po stronie czynnej a jaka po stronie biernej zale˙zy od stosunku sztywno´sci tych trzech

element´ow, i to przy grubym uproszczeniu, ˙ze przemieszczenie poziome jest na wysoko´sci ´sciany jest staÃle. Sytuacja

przypomina znany problem okre´slenia siÃl w ´srubach spr

e˙zonych Ãl

acz

acych pasy dwu I-profili.

Do´swiadczenie pokazuje, ˙ze siÃla w ci

egnach kotew ro´snie praktycznie o ok. 20% wskutek pogÃl

ebiania wykopu a

zatem wykonuje si

e wst

epne napr

e˙zenie kotew na 80% siÃly docelowej.

Je´sli konieczne jest regulowanie siÃl w ´sci

agach np.

w trakcie wykonywania wykopu w ´sciankach wielkrotnie

kotwionych nale˙zy z g´ory przewidzie´c podkÃladki aby nie rozci

aga´c przekroju osÃlabionego wcze´sniejszym zakli-

nowaniem (robi

a si

e karby).

6.3

Bezpiecze´

nstwo

Wymagana (sprawdzana w pr´obnym obci

a˙zeniu) no´sno´s´c zakotwienia wynosi 150% warto´sci obliczeniowej. ZakÃlada

e ˙ze jedna kotwa wypada a jej siÃl

e przejmuj

aa s

asiednie kotwy.

Zabezpieczenie antykorozyjne kotew:

Kotwy tymczasowe (T=temporary): musz

a by´c otulone min 2cm cementu - st

ad plastykowe ksztaÃltki dystansowe.

Na odcinku wolnym nale˙zy da´c osÃlon

e z tworzywa sztucznego. Jedynie gdy pr

ety maj

a ´srednic

e φ > 16mm to

osÃlona antykorozyjna jest niepotrzebna.
Kotwy staÃle (P=permanent): je´sli bez ´sciskanej rury to cementowa buÃlawa niewystarczaj

aca (bo rozrywana i

powstaj

a rysy) Daj

ac plastyk ortzymamy po´slizg na plastyku zatem osÃlony plastykowe u˙zebrowane. Uwaga na

ady bÃl

adz

ace Z˙zeraj

ace beton siarczki praktycznie wykluczaj

a stosowanie zakotwie´

n staÃlych

Uwaga na ZWG i ew. napi

ete wody, p´o´zniejsze drgania w gruncie → kontraktacja → spadek no´sno´sci. Obserwowa´c

osiadania budynk´ow.
Og´olne zasady projektowania zakotwienia:

1. wolny odcinek min 5m

2. buÃlawa caÃla w spoistym lub caÃla w niespoistam gruncie

3. buÃlawa nie pÃlyciej ni˙z 4m ppt.

4. kotwy dÃlu˙zsze ni˙z 15 m musz

a by´c w odst

epie > 1,5 m

5. kotwy z jednego rz

edu trzeba rozrzuci´c w pionie aby warunek 1,5 m mi

edzy buÃlawami byÃl speÃlniony.

6. odlegÃlo´s´c mi

edzy buÃlaw

a a istniej

a konstrukcj

a min. 3m

7. w pobli˙zu budynk´ow unika´c du˙zych pojedynczych siÃl- raczej kilka maÃlych kotew.

Np. w Szwajcarii dopuszczone s

a do stosowania kotwy z ci

egnami z wÃl´

okna szklanego (gwinty s

a wytÃlaczane na gor

aco, nie

wyrzynane).

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

8. margines bezpiecze´

nstwa powinien pokry´c ewentualno´s´c silnego peÃlzania lub zniszczennia pojedynczej kotwy

– niedopu´sci´c do efektu domina.

9. w wypukÃlych naro˙znikach kotwy nie mog

a by´c wykonane w klinie aktywnym prostopadÃlej ´sciany

Stateczno´

s´

c og´

olna = dobranie dÃlugo´

sci ci

egien zakotwienienia

PÃlyty kotwi

ace najbezpieczniej jest umieszcza´c poza zboczem naturalnym wyprowadzonym z punktu Z zr´ownania

e parcia i odporu. Przy sprawdzeniu stateczno´sci caÃlkowitej ´scianki i zakotwienia stosowana jest metoda Kranza

i metoda kinematyczna analizy granicznej
Metoda Kranza

mo˙ze by´c stosowana (EAU E 10) do jednokrotnie zakotwionych ´scian je´sli zakotwienie nie jest

wst

epnie spr

e˙zone. Metoda ta jest szeroko stosowana mimo ˙ze od ponad 20 lat znany jest jej zasadniczy mankament

(Goldscheider 1985). W metodzie Kranza izolujemy bryÃl

e gruntu robi

ac fikcyjny przekr´oj pionowy za (!) ´sciank

szczeln

a. Sprawdzamy r´ownowag

e siÃl dziaÃlaj

acych na klin odÃlamu zakÃladaj

ac, ˙ze parcie czynne E

dziaÃla od ´scianki

na klin (czyli utrzymuj

aco) a siÃla A

dopuszczalne

kotwi

aca dziaÃla wywracaj

aco (?!). Warunek stateczno´sci wg Kranza

brzmi

dopuszczalne

jako reakcja

≥ 1, 5

(30)

Por´ownujemy zatem siÃl

e A

dopuszczalne

w kotwie okre´slon

a na podstawie r´ownowagi granicznej

(konstruuj

dopu.

Rysunek 11: Metoda Kranza. Klin odÃlamu wychodzi z punktu zr´ownania si

e parcia z odporem.

wielobok siÃl) z siÃl

a A

jako reakcja

wynikaj

a z oblicze´

n reakcji metod

a Bluma przypadaj

acej na kotwy od obci

a˙zenia

sciany wypadkow

a parcia i odporu.

SiÃla A

dopuszczalne

jest przez Kranza bÃl

ednie traktowana jako ”dopuszczalna”. W rzeczywisto´sci kotw

e mo˙zna

napr

e˙zy´c na siÃl

e znacznie wi

eksz

a od A

dopuszczalne

bez zagro˙zenia stateczno´sci. SiÃla A

dopuszczalne

nie ma wpÃlywu

na globaln

a stateczno´s´c uskoku naziomu gdy˙z jest to siÃla wewn

etrzna, nie przecinaj

aca ˙zadnej linii po´slizgu. W

realnie obserwowanych mechanizmach zniszczenia bryÃla odÃlamu i ´scianka wykonuj

a ten sam ruch a linia po´slizgu

przechodzi pod podstaw

a ´scianki i poza zakotwieniami. Przyj

ecie linii po´slizgu za(!) ´sciank

a jest nieuzasadnione.

Tym niemniej por´ownanie siÃl A

dopuszczalne

i A

jako reakcja

metod

a Kranza daje pewne oszacowanie stateczno´sci ze

wzgl

edu na przyj

ecie reakcji od ´scianki w wartosci jedynie czynnego parcia E

Badaj

ac stateczno´s´c metod

a r´

ownowagi granicznej

dla kinematycznie mo˙zliwych mechanizm´ow zniszczenia przy

po´slizgu poza obrysem zakotwie´

n siÃly w kotwach s

a siÃlami wewn

etrznymi i jako takie nale˙zy je pomin

a´c. Wyj

atek

stanowi

a potencjalne mechnizmy zniszczenia towarzysz

ace zerwaniu ci

egna kotwy, jak przedstawiono na rys. 12 po

prawej.
W gruntach uwarstwionych przyjmujemy u´srednione parametry wg rys. 13

γ =

P γ

P F

c =

P c

P L

tan ¯

φ =

P N

tan φ

P N

(31)

Wyb´

or brus´

ow kleszczy i ´

srub

Do wyboru mamy liczne profile stalowe walcowane (np. spawane typu GS - Polska, Larssen lub Hoesch - Niemcy,
Arbed - Luksemburg . . . ). Napr

e˙zenia w stali od zginania

σ =

max

< σ

dop

(32)

R´

ownowaga graniczna oznacza tutaj, ˙ze wypadkowa Q jest nachylona pod maksymalnym mo˙zliwym k

atem φ do normalnej linii

po´slizgu i ˙ze zmobilizowana jest peÃlna sp´

ojno´s´

c C = c · l (por. rys. 12).

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

E > E

p potrz.

E > E

p potrz.

Rysunek 12: Metoda kinematycznego mechanizmu zniszczenia (analizy granicznej). Po lewej: linie ´sci

ecia przebie-

gaj

a poza elementem kotwi

acym. Po prawej: mechanizm z zerwaniem ci

egna kotwi

acego. W obu przypadkach klin

odÃlamu przechodzi przez ostrze ´scianki.

Rysunek 13: U´srednianie parametr´ow do stateczno´sci og´olnej

por´ownujemy z wytrzymaÃlo´sci

a stali. Je´sli na profilach spoczywa ci

e˙zka nadbudowa nale˙zy do powy˙zszych napr

e˙ze´

doda´c napr

e˙zenie od sciskania siÃl

a pionow

a Wska´zniki wytrzymaÃlo´sci W podawane s

a w tabelach na 1 mb ´scianki.

W profilach niemieckich stosuje si

e stal St Sp 37 (grunty lekkie do 0,5m gliny zwartej, jednokrotnie wykorzystane)

lub St Sp 45 (wielokrotne wykorzystywanie w gruntach lekkich lub ´sredniozag

eszczonych jednokrotne w glinach

zwartych, ˙zwirach, Ãlupkach i piaskowcach). Dla kombinacji podstawowej, ’monta˙zowej’ i wyj

atkowej (wg DIN 1054

Lastfall 1, 3, 3) napr

e˙zenia dopuszczalne podane s

a w tabeli 2 Dobrze jest sprawdzi´c czy wystarczaj

ace jest tarcie

do przeniesienia siÃly tn

acej w zamku Ãl

acz

acym brusy wg teorii

belki zginanej i ´scinanej

τ =

T S

(33)

Je´sli nie to nale˙zy (1) zredukowa´c wsp´oÃlczynnik wytrzymaÃlo´sci W (2) cz

e´scio spawa´c styki brus´ow albo (3) wykona´c

odpowiednio st

e˙zaj

a konstrukcj

e gÃlowicy.

Pwierzchniowe ubytki korozyjne w warunkach nabrze˙za morskiego mog

a dochodzic (Spundwand-Handbuch s. 16

rys. 2.8) po jednej stronie grodzicy do 0,2 mm/rok czyli grubo´s´c g wacowanego profilu mo˙ze spada´c a˙z o ∆g = 0, 4

Np. Jastrz

ebski,Mutermilch,OrÃlowski: WytrzymaÃlo´s´

c materiaÃl´

ow, rozdz. 9.3. Skr´

ot wyprowadzenia: belka o osi oboj

etnej na x

i wysoko´sci h wzdÃlu˙z x

. Szeroko´s´

c wynosi b(x

). Element b dx

belki jest w r´

ownowadze, tj. σ

+ σ

= 0, ale σ

M x

zatem τ

= σ

= −

T x

. Dla konkretnej wysoko´sci x

= 0 niech b = b

i τ = τ

. Na zewn

etrznej kraw

edzi (np.

= h/2) ze wzgl

edu na σ

= σ

musi zachodzi´

c τ = 0 czyli τ

= −

h/2

b x

T S

stal

LF1

LF2

LF3

St3S

205

18G2

295

St Sp 37

160

184

208

St Sp 45

180

207

234

St Sp S

240

276

312

Tabela 2: WytrzymaÃlo´sci σ

dop

[MPa] stali polskich i niemieckich zalecane przy sprawdzaniu wytrzymaÃlo´sci brus´ow.

SPIS TRE´

SCI

Projektowanie ´

scianki szczelnej, Andrzej Niemunis, Katedra Geotechniki, Polit.Gda´

nska

mm/rok! Spadek wska´znika wytrzymaÃlo´sci z W

do W mo˙zna w przybli˙zeniu przyj

a´c proporcjonalny do spadku

grubo´sci profilu tj.

− t∆g

(34)

gdzie t jest czasem eksploatacji konstrukcji (w latach).
Uwaga: nie nale˙zy przewymiarowa´c grodzic, aby nie uczyni´c np. ci

egna ´sci

agu najsÃlabszym ogniwem konstrukcji.

MogÃloby to spowodowa´c niesygnalizowane zniszczenie, kt´ore jest (wg Eurocode 7 p. 8.4 (4)) zabronione (analog-
icznie jak zbyt du˙zy stopie´

n zbrojenia w ˙zelbecie).

Je´sli nie wykonujemy belki ˙zelbetowej do rozprowadzenia siÃl ze ´scianki na kotwy, w´owczas nale˙zy wykona´c kleszcze

z ceownik´ow. Ceowniki umieszczamy poziomo, ´srodnikami do siebie i pozostawiaj

ac mi

edzy ´srodnikami odst

ep na

przeprowadzenia ´srub i zakotwie´

n. Je´sli jest to mo˙zliwe wykonujemy kleszcze od strony gruntu Ãl

acz

ac je ´srubami

z co drugim brusem. SiÃla rozci

agaj

aca na jedn

a ´srube wylicz si

e jako 2Al

gdzie l

jest szeroko´sci

a brusa (mi

edzy

osiami zamk´ow). Zalecane s

a ´sruby klasy 4.8 (R

= 420, R

= 340) MPa i 5.6 (R

= 500, R

= 300) MPa

Npr

e˙zenie dopuszczalne na rozrywanie wynosi

dop

= min

½0, 65R

0, 85R

(35)

a pole przekroju liczy´c wg wewn

etrznej ´srednicy gwintu.

Wymiarowanie kleszczy na zginanie: siÃla w ´sci

agu A liczona jest na 1 mb ´scianki i traktowana jako obci

a˙zenie

agÃle dziaÃlaj

ace na kleszcze (par

e ceownik´ow) jak na belke wieloprz

esÃlow

a (o niesko´

nczonoej liczbie prz

eseÃl). Je´sli

rozstaw mi

edzy ´sci

agami oznaczymy przez l (powinna to by´c oczywi´scie wielokrotno´s´c szeroko´sci l

brusa liczona

miedzy osiami zamk´ow) to max. moment zginaj

acy okre´sli´c mo˙zna wg

max

= A · (2l)

/10

(36)

poniewa˙z liczymy si

e z mo˙zliwo´sci

a zerwania jednej kotwy. Przewa˙znie stosujemy ceowniki ze stali St3S o σ

dop

= 205

[MPa].

Spis tre´

sci

Zakres projektu

1.1

Wsp´oÃlczynniki materiaÃlowe i wsp´oÃlczyniki obci

a˙zenia = 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Uwzgl

ednienie ogranicze´

n przemieszczeniowych

Kr´

otkoterminowa i dÃlugoterminowa wytrzymaÃlo´

s´

c grunt´

ow spoistych

3.1

Parcie i odp´or do no´sno´sci dÃlugoterminowej wg φ

i c

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3.2

Parcie i odp´or do no´sno´sci kr´otkoterminowej wg φ

= 0 i c

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Przyj

ecie parcia od wody

4.1

Woda w no´sno´sci dÃlugoterminowej . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2

Woda w no´sno´sci kr´otkoterminowej . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3

Woda w rysie skurczowej . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Obliczenia statyczne ´

sciany

5.1

Sciana wspornikowa (bez zakotwienia) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2

Sciana jednokrotnie zakotwiona wolnopodparta . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.3

Sciana jednokrotnie zakotwiona utwierdzona

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Sprawdzenie zakotwienia

6.1

Zakotwienia iniekcyjne . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.2

Jak zmienia si

e siÃla w ´sci

agu w trakcie pogÃl

ebiania wykopu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

6.3

Bezpiecze´

nstwo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

Stateczno´

s´

c og´

olna = dobranie dÃlugo´

sci ci

egien zakotwienienia

Wyb´

or brus´

ow kleszczy i ´

srub

WytrzymaÃlo´sci wg Z2-2 normy stalowej PN-90/B-03200