Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny

Wydział Budownictwa i Architektury

Katedra Geotechniki

Projekt z przedmiotu: Fundamentowanie II

Temat: Projekt głębokiego wykopu zabezpieczonego ścianką szczelną.

Projekt wykonali: Katarzyna Iżakowska

Radosław Jackun

Paweł Skwirowski

Studia Dzienne;

Rok III, grupa KBI2

Rok akademicki 2009/2010

Prowadzący: dr inż. Roman Bednarek

OCENA:

data i podpis:

Spis treści

Opis techniczny.

1. Sprawdzenie podłoża gruntowego na przebicie hydrauliczne.

2. Określenie wpływu ciśnienia spływowego na parcia i odpory gruntu.

3. Jednostkowe parcie czynne i bierne poszczególnych warstw gruntu.

4. Dobór przekroju ścianki szczelnej.

5. Dobór cięgna kotwiącego.

6. Obliczenie fundamentu palowego pod blok kotwiący.

OPIS TECHNICZNY

do projektu ściany szczelnej zabezpieczającej stateczność wykopu

1. Cel i zakres opracowania.

Celem niniejszego opracowania jest wykonanie wykopu o wymiarach 12 m x 25 m i głębokości 8 m pod przyszłe roboty budowlane zabezpieczonego przed utratą stateczności przez zabicie ścianek szczelnych.

W zakres opracowania wchodzi projekt ścianki szczelnej oraz konstrukcji wzmacniającej.

1. Podstawa opracowania.

Podstawę opracowania stanowią:

- PN-81-B-03020 – Grunty budowlane. Posadowienie bezpośrednie budowli. Obliczenia statyczne i projektowanie.

- PN-83-B-02482 – Fundamenty budowlane. Nośność pali i fundamentów palowych.

- PN-83-B-03010 – Ściany oporowe. Obliczenia statyczne i projektowanie.

1. Warunki gruntowe.

Z badań parametrów podłoża gruntowego w miejscu lokalizacji wykopu, z wizji w terenie i makroskopowej oceny podłoża gruntowego w bliskim sąsiedztwie wynika, że na małej głębokości znajdują się pokłady gruntów niespoistych w postaci piasków grubych. Bezpośrednio pod znajdują się średnioskonsolidowane torfy o miąższości około 5 m, które są warstwą nienośną. Najgłębszą warstwę stanowią piaski średnie zagęszczone.

1. Konstrukcja ściany szczelnej.

Wykop należy zabezpieczyć poprzez zabicie ścianek szczelnych na jego obwodzie. W projekcie wykorzystane zostały akcesoria firmy Arcelor Mittal oraz DYWIDAG Systems.

• Ścianka kombinowana z pali HZ 1080M A z wypełnieniem podwójnym profilem zetowym AZ 18.

• Zastosowane łączniki RZD-16, RZU-16 oraz na narożnikach Omega-18.

• Projektowana głębokość zabicia brusów wynosi 24 m od poziomu terenu.

• Ścianka zamocowana na głębokości 30 cm od poziomu terenu za pośrednictwem cięgien stalowych do betonowego fundamentu kotwiącego opartego na żelbetowych palach kozłowych.

• Cięgna kotwiące GEWI Steel Threadbars ze stali 18G2, średnica cięgna 50 mm, podwójna warstwa antykorozyjna w rozstawie co 1 m.

• Fundament kotwiący z betonu B30, zbrojony stalą St0S o przekroju

150 cm x 50 cm.

• Pale kozłowe, żelbetowe typu VIBRO wykonane w nachyleniu 5:1 (11,3° od pionu). Pale wykonane w układzie 1 pal wciskany o długości 20 m oraz 2 pale wyciągane o długości 21 m. Beton B30, zbrojenie stalą St3S i St0S.

1. Sprawdzenie podłoża gruntowego na przebicie hydrauliczne.

Metoda I:

Wszystkie parametry gruntu zostały uśrednione w celu ujednolicenia ośrodka gruntowego.

$$t = \left( \frac{r*\gamma + \gamma^{'} + \gamma_{w}}{Nq - 1} + \frac{\gamma_{w}}{2} \right)*\frac{h}{\gamma^{'}}$$

gdzie:

t - minimalna głębokość wbicia ścianki zapobiegająca przebiciu hydraulicznemu

$$r = \frac{s}{h} = \frac{0,5}{8,5} = 0,059$$

γ – ciężar objętościowy gruntu wynosi $15,3\frac{\text{kN}}{m^{3}}$

γ′ – ciężar objętościowy gruntu z uwzględnieniem wyporu wody wynosi $8,2\frac{\text{kN}}{m^{3}}$

γ_w – ciężar objętościowy wody wynosi $10,0\frac{\text{kN}}{m^{3}}$

Nq – współczynnik nośności granicznej wynosi 8, 66 dla ⌀ = 23

h = h + s = 8, 5 + 0, 5 = 9, 0m

$$t = \left( \frac{0,059*15,3 + 8,2 + 10,0}{8,66 - 1} + \frac{10,0}{2} \right)*\frac{9,0h}{8,2} = \mathbf{8,25}\mathbf{m}$$

Metoda II:

Sprawdzenia dokonujemy w warstwie najbardziej podatnej na zjawisko przebicia hydraulicznego, czyli w warstwie piasków średnich:

Przebicie hydrauliczne nie nastąpi jeśli:

$$\gamma" = \gamma' \mp ps > 0$$

$$\gamma^{'} = \gamma_{\text{sat}} - \gamma_{w} = 20,5 - 10 = 10,5\frac{\text{kN}}{m^{3}}$$

ps = i * γ_w - ciśnienie spływowe $\lbrack\frac{\text{kN}}{m^{3}}\rbrack$

$i = \frac{h}{L}$ - spadek hydrauliczny

h - różnica poziomów zwierciadeł wody h = 8, 5m

L - głębokość zakotwienia ścianki szczelnej L = 8, 25m wg metody I

$$i = \frac{8,50}{8,25} = 1,03$$

$$ps = 1,03*10\frac{\text{kN}}{m^{3}} = 10,3\frac{\text{kN}}{m^{3}}$$

$$\gamma" = 10,5 - 10,3 = \mathbf{0,2}\frac{\mathbf{\text{kN}}}{\mathbf{m}^{\mathbf{3}}} > 0$$

Warunek został spełniony, jednak należy przyjąć głębokość L dobraną zostanie z uwzględnieniem wskaźnika bezpieczeństwa $\mathbf{F =}\frac{\mathbf{\gamma}^{\mathbf{'}}}{\mathbf{\text{ps}}}\mathbf{= 2,5}$

$$L \geq \frac{2,5*\gamma_{w}}{\gamma'}*h = \frac{2,5*10\frac{\text{kN}}{m^{3}}}{10,5\frac{\text{kN}}{m^{3}}}*8,5m = \mathbf{20,24}\mathbf{m\ \ \ \ \ \ \ \ \rightarrow \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ }\gamma" = 10,5 - 4,2 = \mathbf{6,3}\frac{\mathbf{\text{kN}}}{\mathbf{m}^{\mathbf{3}}} > 0$$

1. Określenie wpływu ciśnienia spływowego na parcia i odpory gruntu.

$$\gamma_{a} = \frac{0,7*h}{h_{1} + \sqrt{h_{1}*D}}*\gamma_{w}$$

$$\gamma_{p} = - \frac{0,7*h}{D + \sqrt{h_{1}*D}}*\gamma_{w}$$

γ_p – przyrost wartości ciężaru objętościowego gruntu po stronie parć czynnych $\lbrack\frac{\text{kN}}{m^{3}}\rbrack$

γ_p – przyrost wartości ciężaru objętościowego gruntu po stronie parć czynnych $\lbrack\frac{\text{kN}}{m^{3}}\rbrack$

$$\gamma_{a} = \frac{0,7*8,5m}{17m + \sqrt{17m*8,25m}}*10\frac{\text{kN}}{m^{3}} = 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}}$$

$$\gamma_{p} = - \frac{0,7*8,5m}{8,25 + \sqrt{17m*8,25m}}*10\frac{\text{kN}}{m^{3}} = - 2,94\frac{\text{kN}}{m^{3}}$$

1. Jednostkowe parcie czynne i bierne poszczególnych warstw gruntu.

Jednostkowe parcie graniczne gruntu obliczymy charakterystycznych głębokości wg wzoru:

$e_{a}\left( z \right) = \left( \gamma^{\left( n \right)}*z + q_{n} \right)*Ka - 2c*\sqrt{\text{Ka}}$ - parcie czynne

$e_{p}\left( z \right) = \left( \gamma^{\left( n \right)}*z + q_{n} \right)*Kp + 2c*\sqrt{\text{Kp}}$ - parcie bierne

w którym:

γ⁽ⁿ⁾- wartość charakterystyczna ciężaru objętościowego gruntu nasypowego $\lbrack\frac{\text{kN}}{m^{3}}\rbrack$;

z - głębokość, na której liczymy jednostkowe parcie graniczne gruntu [m];

q_n- wartość charakterystyczna równomiernego obciążenia naziomu;

Ka, Kp - współczynniki parcia granicznego gruntu określane wg wzorów:

$$Ka = \text{tg}^{2}(45 - \frac{\varnothing^{n}}{2})$$

$$Kp = \text{tg}^{2}(45 + \frac{\varnothing^{n}}{2})$$

• Warstwa I

$$Ka = \text{tg}^{2}\left( 45 - \frac{33}{2} \right) = 0,29$$

e_a(z=0,0) = 15kPa * 0, 29 = 4, 35kPa

$$e_{a}\left( z = 0,5 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m \right)*0,29 = 6,82\frac{\text{kN}}{m^{2}} = \mathbf{6,82}\mathbf{\text{kPa}}$$

$$e_{a}\left( z = 2,0 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m + 10\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1,5m + 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}} \right)*0,29 = 11,54\frac{\text{kN}}{m^{2}} = \mathbf{11,54}\mathbf{\text{kPa}}$$

• Warstwa II

$$Ka = \text{tg}^{2}\left( 45 - \frac{2}{2} \right) = 0,93$$

$$e_{a}\left( z = 2,0 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m + 10\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1,5m + 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}} \right)*0,93 - 2*2\sqrt{0,93} = \mathbf{33,16}\mathbf{\text{kPa}}$$

$$e_{a}\left( z = 7,0 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m + 10\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1,5m + 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}} + 4\frac{\text{kN}}{m^{3}}*5m \right)*0,93 - 2*2\sqrt{0,93} = \mathbf{51,76}\mathbf{\text{kPa}}$$

• Warstwa III

Parcie czynne:

$$Ka = \text{tg}^{2}\left( 45 - \frac{34,2}{2} \right) = 0,28$$

$$e_{a}\left( z = 7,0 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m + 10\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1,5m + 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}} + 4\frac{\text{kN}}{m^{3}}*5m \right)*0,28 = \mathbf{16,74}\mathbf{\text{kPa}}$$

$$e_{a}\left( z = 8,0 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m + 10\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1,5m + 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}} + 4\frac{\text{kN}}{m^{3}}*5m + 10,5\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1m \right)*0,28 = \mathbf{19,68}\mathbf{\text{kPa}}$$

$$e_{a}\left( z = 25,0 \right) = \left( 15\frac{\text{kN}}{m^{2}} + 17\frac{\text{kN}}{m^{3}}*0,5m + 10\frac{\text{kN}}{m^{3}}*1,5m + 2,06\frac{\text{kN}}{m^{3}} + 4\frac{\text{kN}}{m^{3}}*5m + 10,5\frac{\text{kN}}{m^{3}}*17m \right)*0,28 = \mathbf{66,72}\mathbf{\text{kPa}}$$

Parcie bierne:

$$Kp = \text{tg}^{2}\left( 45 + \frac{34,2}{2} \right) = 3,57$$

$$e_{p}\left( z = 25,0 \right) = \left( 10,5\frac{\text{kN}}{m^{2}}*17m - 2,94\frac{\text{kN}}{m^{3}} \right)*3,57 = \mathbf{643,03}\mathbf{\text{kPa}}$$

1. Dobór przekroju ścianki szczelnej.

Do określenia przekroju ścianki szczelnej należy wyznaczyć wymagany wskaźnik wytrzymałości:

M_max⁽ⁿ⁾ = m_max * H₀

M_max^(r) = 1, 35 * M_max⁽ⁿ⁾

$$W_{\text{potrz}} = \frac{M_{\max}^{(r)}}{\text{fd}}$$

M_max⁽ⁿ⁾ – maksymalny moment zginający (wartość charakterystyczna) [kNm],

M_max^(r) – maksymalny moment zginający (wartość obliczeniowa) [kNm],

m_max – wartość odczytana z wykresu momentów (wielobok sznurowy) [kN],

H₀ – wartość odczytana z wieloboku sił rzeczywistych [m],

W_potrz - potrzebny wskaźnik wytrzymałości przekroju na 1m szerokości ścianki [cm³]

fd - wytrzymałość obliczeniowa stali, kształtowniki wykonane ze stali St3S $fd = 21,5\ \frac{\text{kN}}{m^{2}}$

1. Schemat 1 – ścianka utwierdzona w gruncie bez zakotwienia:

głębokość wbicia brusa H=23,10m

M_max⁽ⁿ⁾ = 2323kN * 2, 5m = 5807, 5kNm

M_max^(r) = 1, 35 * 5807, 5kNm = 7840, 1kNm

$$W_{\text{potrz}} = \frac{784010kNcm}{21,5\frac{\text{kN}}{m^{2}}} = \mathbf{36466}\mathbf{\text{\ cm}}^{\mathbf{3}}\mathbf{/m}$$

1. Schemat 2 – ścianka nieutwierdzona w gruncie z zakotwieniem:

głębokość wbicia brusa H=15,50m

M_max⁽ⁿ⁾ = 612kN * 2, 5m = 1530kNm

M_max^(r) = 1, 35 * 1530kNm = 2065, 5kNm

$$W_{\text{potrz}} = \frac{206550kNcm}{21,5\frac{\text{kN}}{m^{2}}} = \mathbf{9607}\mathbf{\text{\ cm}}^{\mathbf{3}}\mathbf{/m}$$

1. Schemat 3 – ścianka utwierdzona w gruncie z zakotwieniem:

głębokość wbicia brusa H=18,75m

M_max⁽ⁿ⁾ = 428kN * 2, 5m = 1070kNm

M_max^(r) = 1, 35 * 1070kNm = 1444, 5kNm

$$W_{\text{potrz}} = \frac{144450kNcm}{21,5\frac{\text{kN}}{m^{2}}} = \mathbf{6719}\mathbf{\text{\ cm}}^{\mathbf{3}}\mathbf{/m}$$

Wniosek:

Ze względów ekonomicznych do dalszych obliczeń przyjmujemy schemat 3 ścianki utwierdzonej z zakotwieniem.

Z uwagi na duże siły przekrojowe spowodowane parciem gruntu oraz wody gruntowej należy zastosować ściankę szczelną wzmocnioną palami stalowymi.

W projekcie wykorzystana została ścianka kombinowana z pali HZ 1080M A z wypełnieniem podwójnym profilem zetowym AZ 18 firmy Arcelor Mittal.

Ze względu na przybliżony charakter obliczeń głębokość wbicia ścianki zwiększamy o 25%, stąd:

18, 75 m * 1, 25 = 23, 44 m ≈ 24, 0 m. Wartość ta w bezpieczny sposób zabezpiecza dno wykopu przed przebiciem hydraulicznym 24, 0 m > L = 20, 24 m.

Profil ścianki: HZ 1080M A W_y=8260 cm³> W_potrz=6719 cm³ ∖ nGłębokość wbicia ścianki: H = 24 m

1. Dobór cięgna kotwiącego przy założeniu schematu 3.

Do określenia przekroju cięgna należy wyznaczyć siłę w kotwi przypadającą na 1mb ścianki:

R_A⁽ⁿ⁾ = 303, 0 kN/m

R_A^(r) = 303, 0 kN * 1, 35 = 409, 1 kN/m

Cięgna kotwiące należy mocować za pośrednictwem dodatkowego profilu dwuteowego w rozstawie B = 1,0 m.

Wymagany przekrój cięgna (stal 18G2 fd = 305MPa) :

$$A_{s} = \frac{409,1*1,0}{30,5kN/\text{cm}^{2}} = 13,41\text{cm}^{2}$$

Dobrane zostało cięgno GEWI Steel Threadbars (DYWIDAG Systems) o średnicy ⌀ = 50 mm z podwójną ochroną antykorozyjną ( pole przekroju As = 19,63 cm² ).

1. Obliczenie fundamentu palowego pod blok kotwiący.

Do wykonania fundamentu przyjęte zostały pale wbijane „VIBRO” o średnicy D = 46 cm

1. Określenie nośności pojedynczego pala wciskanego:

N_t = N_p + N_s

N_p– opór podstawy pala [kN],

N_s– opór pobocznicy pala wciskanego [kN].

N_p = S_p * q^(r)*A_p

N_s = ΣS_si * t_i^(r)*A_si

q^(r)– jednostkowa, obliczeniowa wytrzymałość gruntu pod podstawą pala [kPa],

S_p, S_S– współczynniki technologiczne,

A_p– pole przekroju pala, dla pali Vibro przyjęto 1, 10 A_p [m²],

A_s– pole pobocznicy pala zagłębionego w gruncie [m²],

t_i^(r)– jednostkowa, obliczeniowa wytrzymałość gruntu wzdłuż pobocznicy pala [kPa].

Głębokość krytyczna:

$$h_{\text{ci}} = h_{c}*\sqrt{\frac{D_{i}}{D_{0}}} = 10\ m*\sqrt{\frac{0,46}{0,40}} = 10,72\ m$$

Stopień zagęszczenia gruntu pod palem:

Pod podstawą pala znajduje się warstwa piasku średniego o parametrach Ps → I_D = 0, 7

Wartości jednostkowego granicznego oporu gruntu:

I_D = 1, 00 → q = 5850 kPa

I_D = 0, 67 → q = 3600 kPa

I_D = 0, 70 → q = 3804 kPa

Jednostkowa wytrzymałość gruntu pod podstawą pala:

Wartość charakterystyczna:

$$q^{(n)} = q\sqrt{\frac{D_{0}}{D_{i}}} = 3804\sqrt{\frac{0,40}{0,46}} = 3547\ kPa$$

Wartość obliczeniowa:

q^(r) = q⁽ⁿ⁾ * γ_m = 3547 kPa * 0, 9 = 3192 kPa

Współczynnik technologiczny:

S_p = 1, 1

Pole przekroju pala:

$$A_{p} = 1,1*\frac{\pi*D_{i}^{2}}{4} = 1,1*\frac{3,14*{0,46}^{2}}{4} = 0,183\ m^{2}$$

Opór podstawy pala:

$$N_{p} = 1,1*3192\ \frac{\text{kN}}{m^{2}}*0,183\ m^{2} = \mathbf{64}\mathbf{2,5\ kN}$$

Opór na pobocznicę pala wciskanego stanowi warstwa pisaków średnich (pominięto piasek gruby).

Wartości jednostkowej granicznej wytrzymałości gruntu wzdłuż pobocznicy pala:

Wartość charakterystyczna:

I_D = 1, 00 → t⁽ⁿ⁾ = 132 kPa

I_D = 0, 67 → t⁽ⁿ⁾ = 74 kPa

I_D = 0, 70 → t⁽ⁿ⁾ = 65, 45 kPa

Wartość obliczeniowa:

t^(r) = t⁽ⁿ⁾ * γ_m = 65, 45 kPa * 0, 9 = 58, 91 kPa

Współczynnik technologiczny:

S_s = 1, 0

Pole pobocznicy pala zagłębionego w gruncie nośnym (zagłębienie 13 m):

A_s^Ps = π * 0, 46 m * 13 m = 18, 79 m²

Tarcie negatywne występujące w warstwie torfów średnioskonsolidowanych (warstwa II) przyjęto stałe na całej głębokości warstwy (miąższość 5 m).

Wartość obliczeniowa:

t^(r) = −10kPa

A_s^T = π * 0, 46 m * 5 m = 7, 23 m²

Opór pobocznicy pala:

$$N_{s} = 1,0*58,91\ \frac{\text{kN}}{m^{2}}*18,79\ m^{2}\ - 10,00\frac{\text{kN}}{m^{2}}\mathbf{*}7,23\ m^{2}\mathbf{= 1034,6\ kN}$$

Nośność pojedynczego pala wciskanego:

N_t = 642, 5 kN + 1034, 6 kN =  1677, 1 kN

Sprawdzenie warunku nośności pala wciskanego:

Q_r + G_pala^(r) ≤ 0, 9 * m * N_t

Q_r – obciążenie działające wzdłuż osi pala [kN],

G_pala^(r) – ciężar własny pala [kN],

m – współczynnik korekcyjny, m=0,8.

Obciążenie przypadające na pale kozłowe wyznaczono z równań równowagi:

ΣY = −20, 6 kN + S1 * cos11, 3 + S2 * cos11, 3 = 0

ΣX = −409, 1 kN + S1 * sin11, 3 − S2 * sin11, 3 = 0

S1 = 1054 kN – pal wciskany

S2 = 1033 kN – pal wyciągany

$$G_{\text{pala}}^{(r)} = \left\lbrack 9,0\ m*\frac{\pi*{0,46}^{2}\text{\ m}}{4}*25,0\ \frac{\text{kN}}{m^{3}} + 11,0\ m*\frac{\pi*{0,46}^{2}\text{\ m}}{4}*\left( 25,0\ \frac{\text{kN}}{m^{3}} - 10,0\frac{\text{kN}}{m^{3}} \right) \right\rbrack*1,1 \approx 72\ kN$$

Sprawdzenie warunku:

1054 kN + 72 kN ≤ 0, 9 * 0, 8 * 1677, 1 kN

1126 kN < 1208 kN

1. Określenie nośności pojedynczego pala wyciąganego:

N_w = ΣS_i^w * t_i^(r)*A_si

Współczynnik technologiczny:

S^w = 1, 1

Pole pobocznicy pala zagłębionego w gruncie nośnym (zagłębienie 14 m):

A_s^Ps = π * 0, 46 m * 14 m = 20, 23 m²

Opór pobocznicy pala:

$$N_{w} = 0,6*58,91\ \frac{\text{kN}}{m^{2}}*20,23\ m^{2}\mathbf{= 715,0\ kN}$$

Sprawdzenie warunku nośności pala wyciąganego:

Z uwagi na znaczenie siły wyciągające pal z gruntu zastosowane zostaną 2 pale pracujące na wyciąganie:

Q_r − G_pala^(r) ≤ 0, 9 * m * 2 * N_w

1033 kN − 72 kN ≤ 0, 9 * 0, 8 * 2 * 715, 0 kN

961 kN < 1029, 6 kN