GRADBENI VESTNIK oktober 2 0 0 6 g lasilo zveze d r u š te v g r a d b e n ih INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE IN MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE Poštnino plačana pri pošti 1102 Ljubljana Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška 3 ,1 0 0 0 Ljubljana, te lefon 01 4 2 2 4 6 20 ; faks 01 4 2 2 4 6 22 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije (MSG IZS), ob podpori Javne agencije za raziskovalno dejavnost Republike Slovenije, Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani in Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izda ja teljski svet: ZDGITS: mag. Andrej Kerin izr. prof. dr. Matjaž Mikoš Jakob Presečnik MSG IZS: Gorazd Humar mag. Črtomir Remec doc. dr. Branko Zadnik FGG Ljubljana: doc. dr. Marijan Žura FG M aribor: Milan Kuhta ZAG: prof. dr. Miha Tomaževič G lavni in odgovorn i urednik: prof. dr. Janez Duhovnik Sodelavec pri MSG IZS: Jan Kristjan Juteršek Lektorica: Alenka Raič Blažič Lektorica ang leških povzetkov: Darja Okorn Tajnica: Anka Holobar O blikovalska zasnova: Mateja Goršič Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk N aklada: 3 000 izvodov Podatki o ob javah v reviji so navedeni v b ib liogra fsk ih bazah COBISS in ICONDA (The Int. C onstruction D atabase) te r na http://www.zveza-daits.si. Letno izide 12 številk. Letna na ročn ina za individua lne naročnike znaša 5 5 0 0 SIX’ za študente in upokojence 2 2 0 0 SIX za družbe, ustanove in sam osto jne podjetn ike 4 0 .6 8 7 ,5 0 SIT za en izvod revije; za naročnike iz tu jine 8 0 EUR. V ceni je všte t DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljub ljana: 0 2 0 1 7 -0 0 1 5 3 9 8 9 5 5 Gradbeni vestnik • GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE UDK-UDC 0 5 :6 2 5 ; ISSN 0017-2774 Ljubljana, oktober 2 0 0 6 , letnik 55 , str. 245-268 Navodila avtorjem za pripravo člankov in drugih prispevkov • Uredništvo sprejema v objavo znanstvene in strokovne članke s področja gradbeništva in druge prispevke, pomembne in zanimive za gradbeno stroko. • Znanstvene in strokovne članke pred objavo pregleda najmanj en anonimen recenzent, ki ga določi glavni in odgovorni urednik. • Besedilo prispevkov mora biti napisano v slovenščini. • Besedilo mora biti izpisano z znaki velikosti 12 pik z dvojnim presledkom med vrsticami. • Prispevki morajo imeti naslov, imena in priimke avtorjev ter besedilo prispevka. • Besedilo člankov mora obvezno imeti; naslov članka v slovenščini (velike črke); naslov članka v angleščini (velike črke); oznako ali je članek strokoven ali znanstven; nazive, imena in priimke avtorjev ter njihove naslove; naslov POVZETEK in povzetek v slovenščini; naslov SUMMARY, in povzetek v angleščini; naslov UVOD in besedilo uvoda; naslov naslednjega poglavja (velike črke) in besedilo poglavja; naslov razdelka in besedilo razdelka (neobvezno);..., naslov SKLEP in bese­ dilo sklepa; naslov ZAHVALA in besedilo zahvale (neobvezno); naslov LITERATURA in seznam lite­ rature; naslov DODATEK in besedilo dodatka (neobvezno). Če je dodatkov več, so dodatki ozna­ čeni še z A, B, C, itn. • Poglavja in razdelki so lahko oštevilčeni. • Slike, preglednice in fotografije morajo biti omenjene v besedilu prispevka, oštevilčene in oprem­ ljene s podnapisi, ki pojasnjujejo njihovo vsebino. Vse slike in fotografije v elektronski obliki (slike v običajnih vektorskih grafičnih formatih, fotografije v formatih .tif ali .jpg visoke ločljivosti) morajo biti v posebnih datotekah, običajne fotografije pa priložene. • Enačbe morajo biti na desnem robu označene z zaporedno številko v okroglem oklepaju. • Kot decimalno ločilo je treba uporabiti vejico. • Uporabljena in citirana dela morajo biti navedena med besedilom prispevka z oznako v obliki: (priimek prvega avtorja, leto objave). V istem letu objavljena dela istega avtorja morajo biti označe­ na še z oznakami a, b, c, itn. • V poglavju LITERATURA so uporabljena in citirana dela opisana z naslednjimi podatki: priimek, ime prvega avtorja (lahko okrajšano), priimki in imena drugih avtorjev, naslov dela, način objave, leto objave. • Način objave je opisan s podatki: kniiae: založba: reviie: ime revije, založba, letnik, številka, strani od do; zborniki: naziv sestanka, organizator, kraj in datum sestanka, strani od do; raziskovalna poročila: vrsta poročila, naročnik, oznaka pogodbe: za druge vrste virov: kratek opis, npr. v zaseb­ nem pogovoru. • Prispevke je treba poslati glavnemu in odgovornemu uredniku prof. dr. Janezu Duhovniku na naslov: FGG, Jamova 2 ,1000 LJUBLJANA oz. janez.duhovnik@fgg.uni-lj.si. V spremnem dopisu mora avtor članka napisati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Pri­ spevke je treba poslati v enem izvodu na papirju in v elektronski obliki v formatu MS WORD in v 8. točki določenih grafičnih formatih. Uredništvo Vsebina • Contents D o D riv e rs K now .ThetE & ur? stran 247 Viktor Markelj, univ. dipl. inž. grad., Dušan Rožič, univ. dipl. inž. grad., Leon Gradnik, univ. dipl. inž. grad., Radovan Kotnik, univ. dipl. inž. grad., Drago Kristan, univ. dipl. inž. str. VIADUKT LEŠNICA NA GORENJSKI AVTOCESTI VIADUCT LEŠNICA ON KRANJ-JESENICE MOTORWAY stran 2 5 4 prof. dr.-inž. Norbert Vogt, dr.-inž. Bernd Schuppener, univ.-prof. dr.-inž. habil, dr.-inž. E. h. Anton Weissenbach, doc. dr. Janko Logar, univ. dipl. inž. grad. PROJEKTNI PRISTOPI V EVROKODU 7-1 ZA GEOTEHNIČNO PROJEKTIRANJE V NEMČIJI DESIGN APPROACHES OF EC 7-1 FOR GEOTECHNICAL VERIFICATIONS USED IN GERMANY stran 2 62 izr. prof. dr. Drago Sever, univ. dipl. inž. grad., Roberf Lutar, univ. dipl. inž. prom., Bojan Pavlinič, univ. dipl. inž. grad. VPLIV OBNAŠANJA VOZNIKOV NA UČINKOVITOST SEMAFORIZIRANIH KRIŽIŠČ INFLUENCE OF DRIVER BEHAVIOUR ON SIGNALIZED INTERSECTIONS EFFICIENCY Novi diplomanti J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Koledar prireditev J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Slika na naslovnici: Armiranobetonska montažna konstrukcija objekta Planet Tuš Maribor, foto Borut Vrčon JUBILEJ Prof. Svetko LAPAJNE, 95-letn ik Tisti, ki so malo bolje poznali prof. Svetka La­ pajneta, univerzitetnega diplomiranega inže­ nirja gradbeništva in danes upokojenega profesorja gradbene statike na Fakulteti za arhitekturo v Ljubljani, se ne smejo preveč čuditi, da naš znani slovenski gradbenik praznuje visoko obletnico svojega bogatega življenja. Vedno čil in živahnega koraka in po­ gleda, ki je razkrival njegovo ogromno živ­ ljenjsko energijo, je znal razporediti svojo dejavnost med družino, stroko in hribi, ki jih je izredno ljubil. Kot izreden hribolazec je prehodil skoraj vse slovenske in tudi švicar­ ske gore, po mestu pa ga je največkrat spremljalo kolo, ki ga žal danes ne more več voziti. Kot profesor gradbene statike je pustil močan pečat številnim generacijam slovenskih arhitektov in tudi gradbenikov. Ni bil samo univerzitetni profesor. Bil je tudi izreden prak­ tik in projektant številnih mostov in viaduktov tako v Sloveniji in tudi v Švici, kjer je živel nekaj let. Svetko Lapajne se je rodil 31. oktobra 1911. leta v pravniški družini. Sam se je sicer odločil za študij gradbeništva in leta 1935 diplomiral v Ljubljani, Kot mlad inženir je sodeloval s Stankom Bloudkom pri gradnji skakalnic v Planici, srečeval se je tudi z Jožetom Plečnikom. Druga svetovna vojna ga je že leta 1941 pripeljala v ujetništvo naj­ prej nemške vojske, kasneje še v ujetništvo bele garde in italijanske vojske. V partizane je šel takoj po kapitulaciji Italije, konec vojne pa je pričakal v Beogradu, kjer je delal na vojnem ministrstvu. Povojni gradbeniki so kmalu spoznali vred­ nost Lapajnetove knjige o uporabi Crossove metode v statiki, ki je izšla leta 1949. Knjiga je doživela velik uspeh. Njegove najbolj priljubljene gradbene konstrukcije so bili mostovi, saj jih je zgradil preko 80 v Sloveniji in vsaj 14 v Švici v Valaisu. V Sloveniji je bila njegova najbolj znana konstrukcija 180 m dolgi Stiški viadukt na stari avtocesti Ljub- Ijana-Zagreb, ki je našel svoje mesto tudi na poštni znamki. Projekte njegovih mostov je odlikovala izredna čistost konstrukcije, eleganca in poudarjen smisel za proporce in skladnost posameznih elementov. Prof. Svetka Lapajneta odlikuje izreden na­ ravni občutek za potek notranjih sil v konstruk­ cijah, vnaprej je videl njihov potek, preden jih je sploh z uporabo številnih formul in izraču­ nov točno določil. Tako prefinjen občutek za zasnovo mostnih konstrukcij odlikuje le malo konstrukterjev, med nje zagotovo spada prof. Svetko Lapajne. Potrdil je pravilo, da je dober most tisti most, ki je čist in enostaven že v kon­ ceptu ali v idejni rešitvi, vloga vseh ostalih računskih postopkov z uporabo znanj statike in dinamike pa je, da potrdijo legitimnost izbrane zasnove. Drugače povedano - dober most se vedno rodi v glavi, računalnik je le pripomoček, da to dokaže ali potrdi. Predavanja prof. Svetka Lapajneta so bila pravi užitek, saj je z izredno enostavnostjo znal opozoriti na najpomembnejše statične probleme in izločiti njihovo bistvo. Znal je tudi kritično opozoriti na napake pri projektiranju in gradnji konstrukcij. To lahko naredi le človek z velikim znanjem in izkušnjami. Slovenski gradbeniki in tudi arhitekti se z veseljem in ponosom spominjamo našega cenjenega kolega prof. Svetka Lapajneta in se pridružujemo najboljšim željam ob viso­ kem življenjskem jubileju, ki jih te dneve pre­ jema naš slavljenec. Gorazd Humar, univ. dipl. inž. grad. VIADUKT LEŠNICA NA GORENJSKI AVTOCESTI VIADUCT LEŠNICA ON KRANJ - JESENICE MOTORWAY I Viktor Markelj, univ. dipl. inž. gr. Strokovni članek ™ PONTING inženirski biro d. o. o., Maribor UDK 624,21: 625.745.1 Dušan Rožič, univ. dipl. inž. gr. PONTING inženirski biro d. o, o,, Maribor Leon Gradnik, univ. dipl. inž. gr. PNZ projekt nizke zgradbe d, o. o., Ljubljana Radovan Kotnik, univ. dipl. inž. gr. SCT d. d., Ljubljana Drago Kristan, univ. dipl. inž. str. SCT d. d., Ljubljana Povzetek | V prispevku je prikazana zasnova, tehnična rešitev in gradnja viadukta Lešnica na gorenjski avtocesti. Izvajalec objekta SCT d. d. se je zaradi časovne stiske odločil spremeniti tehnologijo iz proste konzolne gradnje v postopno narivanje. Ker gre za tehnologijo narivanja za zelo velike razpone (57 + 72,5 + 57 m) ob omejeni višini prekladne konstrukcije, smo uporabili popolnoma nove tehnološke rešitve. Summary | The paper presents the conceptual design, technical solutions and construction of the viaduct Lešnica on the northwest Slovenian motorway. Due to a shortage of time, SCT d.d. as a contractor decided to change the technique of cantilevered construction to incremental launching technology. Because of very long spans (57 + 72,5 + 57 m) and limited depth of superstructure, a completely new solution of incremental launching was used. Na gorenjskem kraku slovenskega avtocest­ nega križa je zagotovo najzahtevnejši odsek med Podtaborom in Brezjami. Tuje na razdalji komaj dveh kilometrov za preureditev obsto­ ječe magistralne ceste v popolno avtocesto treba zgraditi tri viadukte in en predor. V smeri iz Ljubljane proti Jesenicam si sledijo: viadukt Lešnica, viadukt Ljubno, predor Ljubno in via­ dukt Peračica. Obstoječi mostovi so bili zgra­ jeni leta 1966 ter so izvedeni kot sovprežni (Lešnica, Ljubno in del viadukta Peračica) ozi­ roma jekleni (glavni razponi Peračice). Vsi mostovi so široki 10,6 m, kar zadošča za dva vozna pasova in hodnike. Nova trasa je vodena tako, da poteka na ob­ močju viadukta Lešnica še skupaj, tik ob stari trasi, v nadaljevanju pa se zaradi predora odmakne, tako da sta nova viadukta Ljubno in Peračica osno odmaknjena za dobrih 40 m od obstoječih. V nadaljevanju bo opisan via­ dukt Lešnica, ki premošča 60 m globoko dolino potoka Lešnica in ga gradi gradbeno podjetje SCT d. d. po posebej inventivnem načinu gradnje. Investicijska vrednost objekta je 1.100 mio SIT (EUR), čas gradnje viadukta je 13 mesecev, od jeseni 2005 do jeseni 2006. Investitor je DARS d.d„ projektant PNZ d.o.o. Ljubljana in Ponting d.o.o. Maribor, revident in nadzornik pa DDC d.o.o. Ljubljana. Dolžina objekta je 190,9 m, širina pa 13,94 m. Objekt je od dna temeljev do vrha prekladne konstrukcije visok 53 m. 2 • RAZPISNI PROJEKT Viadukt na novi polovici avtoceste leži tik ob starem objektu, ki je s svojo geometrijo, razponi, temeljem in oporniki vplival tudi na zasnovo novega bližnjega objekta, upošte­ vaje čas med nastankom obeh sosednjih objektov. Obstoječi objekt iz leta 1966 ima kontinuirno sovprežno prekladno konstruk­ cijo s tremi razponi 50,0 + 72,0 + 50,0 m ter en dodatni prostoiežeči sovprežni nosilec dolžine 15,0 m v smeri proti Jesenicam (slike 2, 3 in 4). Skupna dolžina objekta je 187 m, širina pa 10,60 m. Prekladna kon­ strukcija konstantne višine 3,20 m ima dva glavna jeklena nosilca na osnem razmaku 5.0 m in voziščno betonsko ploščo debeline 18 do 25 cm z vuto visoko 65 cm pri jeklenih nosilcih. Stebra škatlastega prereza, višine 32 in 40 m, se proti vrhu linearno ožita. Temeljena sta plitvo v trdo sivo glino (sivico), enako kot 16 m visoka polna stena med kon- tinuirnim in prostoležečim nosilcem. Novi objekt po razpisni dokumentaciji pa ima tri razpone (57,0 + 72,5 + 57,0 m) oziroma skupno dolžino 190,90 m. Objekt je zasno­ van kot kontinuirni nosilec brez manjšega četrtega razpona. Opornika sta glede na stara vzdolžno nekoliko zamaknjena zaradi poševnega križanja doline potoka Lešnica in avtoceste. Širina novega objekta znaša 13,94 m, medsebojni razmik do starega objekta pa 1,90 m, kar omogoča razširitev starega objekta v polno končno širino. Temeljenje novega objekta je v nasprotju s starim objektom predvideno večinoma kot globoko. Na jeseniški strani je krajni opornik na pilotih, glavna vmesna stebra sta na vodnjakih, opornik na ljubljanski strani pa je temeljen plitvo. Razpisni objekt je predvideval prostokonzolni način gradnje s škatlastim prečnim prere­ zom konstantne višine 4,00 m iz dveh vmes­ nih stebrov ter končno povezavo s klasično gradnjo na odru v omenjene nove razpone 57.0 + 72,5 + 57,0 m. 3 • IZVEDBENI PROJEKT Izvajalec SCT d. d. v času razpisa ni razpola­ gal s potrebno opremo za konzolno gradnjo. Analize so pokazale, da so pri tem načinu gradnje stroški sorazmerno visoki, še posebej pa je dolg čas gradnje. Pri običajni konzolni gradnji je treba po končani gradnji stebrov na njegovem vrhu najprej izdelati bazni segment (1 mesec), nato na izdelani segment monti­ rati vozičke za konzolno gradnjo (3 tedne), izdelati prvi konzolni segment (1 teden), pove­ zano jekleno opremo razstaviti v dve ločeni opremi (2 tedna) ter nato začeti gradnjo v običajnem tedenskem taktu. Zaradi zaplete­ nega in dolgotrajnega začetka konzolne grad­ nje na vrhu stebrov so za ta način gradnje primerni čim daljši razponi. Pri gradnji s postopnim narivanjem je grad­ nja mnogo hitrejša, zato pa so velikosti razponov omejeni. Razpon 72,5 m je za teh­ nologijo narivanja in konstrukcijsko višino 4,00 m prevelik, postavitev začasne pod­ pore višine prek 50 m pa smo ocenili kot preveč tvegano in predrago. Zato smo upora­ bili narivanje z obeh koncev, kjer smo dve polovici objekta povezali v sredini velikega razpona. Časovna prednost se je pokazala predvsem v hkratni gradnji visokih stebrov in prekladne konstrukcije. Gradnja stebrov je posebej zahtevna in dolgotrajna tudi zaradi zahtevnega in počasnega temeljenja s kopa­ nimi vodnjaki v strmi in slabo nosilni hribini. Ko je bil steber končan in bi se priprave na konzolno gradnjo komaj pričele, je prek njega že lahko zdrsela skoraj končana pre­ klada, izdelana v delavnici z metodo postop­ nega narivanja. Izvajalec in projektant sta spremenila teh­ nologijo gradnje iz konzolne gradnje v na- rivno, pri čemer sta popolnoma ohranila razpisno geometrijo objekta (razpone in de­ beline konstrukcije), kot rezultat pa dobila tako cenovne, predvsem pa časovne pri­ hranke pri gradnji. V prikazani tehnični rešitvi so bile uporabljene inventivne tehnične re­ šitve, predvsem v obliki olajšane betonske konstrukcije na začetnem delu narivanja (namesto običajnega jeklenega kljuna). Prav tako je bilo posebno prednapenjanje, ki ni bilo običajno s centričnimi kabli, ampak s konzolno položenimi kabli, ki so se napenjali fazno, v odvisnosti od dolžine konzole. Na koncu je treba obe polovici povezati še s prednapetimi kabli, podobno kot pri običajni konzolni gradnji. Vsa dela pri napenjanju so se izvajala zunaj časovno kritične poti izde­ lave. 3.1 OPIS KONSTRUKCIJE Konstrukcija dolžine 190,90 m ter širine 13,94 m je sestavljena iz zgornje - prekladne in spodnje - podporne konstrukcije. Tlorisno je os objekta v premi, niveleta pa je v konkavnem vertikalnem radiju R = 11.200 m s priključnimi tangentami v naklonu 0,46 odstotka na jeseniški ter 3,80 odstotka na ljubljanski strani. Trije kontinuirani statični razponi 57,0 + 72,5 + 57,0 m so podprti z dvema opornikoma (osi 0 in 3) ter z dvema vmesnima stebroma (osi 1 in 2). Preklada je zgrajena iz dveh polovic, ki sta se potisnili od obeh opornikov proti sredini glavnega raz­ pona, kjer sta se povezali z vezno lamelo v monolitno celoto. Zgornja konstrukcija Nosilec prekladne konstrukcije je zasnovan kot trapezna škatla z obojestranskimi konzo­ lami iz prednapetega betona konstantne vi­ šine 4,00 m (slika 3). Debelina zgornje plošče v prečnem prerezu se spreminja od 0,28-0,50 m, konzoli sta dolgi 3,30 m, debe­ lina pa se spreminja od 0,22 do 0,53 m. Sto- jine so poševne, debeline 0,50 m, nad pod­ poro 0,60 m, debelina spodnje plošče se spreminja od 0,25 do 0,50 m, nad vmesno podporo se odebeli na 0,80 m. Spodnja plošča je široka 5,00 m, zgornja pa 13,24 m. Voziščna površina viadukta je skupaj z venci in hodniki široka 13,94 m. Prečni profil ceste na objektu je prilagojen smernicam za ta odsek avtoceste in kasnejši razširitvi sosednjega obstoječega objekta ter je sestavljen iz naslednjih elementov: hodnik levo 0,85 m betonska varnostna ograja 0,50 varnostna širina 0,59 odstavni pas 2,50 vozni pas 3,75 prehitevalni pas 3,75 robni pas + varnostna širina 1,00 jeklena varnostna ograja H2 0,40 hodnik levo 0,60 Skupna širina objekta 13,94 m Med osema 0 in 3 si sledijo trije razponi dimenzij 57,00 + 72,50 + 57,00 m. Zasnova škatlasto oblikovanega glavnega razpona dolžine 72,50 m je rezultat statičnih in konstrukcijskih zahtev. Osrednja votla škatla prevzame poleg upogibnih momentov tudi strižne napetosti zaradi prečnih sil in torzije. Škatlasta konstrukcija ima na obeh konceh in nad obema stebroma prečnike debeline 2,0 m, ki zagotavljajo ustrezen vnos sil iz konstrukcije v ležišča ter torzijsko stabilizi­ rajo škatlasti prerez. V območju vmesnih stebrov je spodnja pasnica škatle odebe­ ljena na 80 cm, kar zagotavlja primerne tlačne napetosti v betonu. Preklada je izde­ lana iz betona trdnostnega razreda C35/45, armirana pa z visoko duktilnim rebrastim jeklom BSt 500S (B). Prekladna konstrukcija je simetrično konzolno narinjena izza obeh krajnih opornikov v glavni 72,5 m dolgi razpon, kjer se obe konzoli povežeta z vezno lamelo v kontinuirano celoto (sliki 5 in 6). Temu principu v celoti sledi tudi način vzdolžnega prednapenjanja, ki zagotav­ lja ustrezne napetosti ter deformacije tako med gradnjo kot pri uporabi. Vsi kabli so kakovosti 1570/1770 MPa ter velikosti 15 x 0,62" (napeti na 2785 kN), kijih lahko razvrstimo v tri skupine: 1. Centrični kabli, ki so potrebni med gradnjo za prevzem nategov spodaj in zgoraj - teh kablov je 12, od tega 4 v spodnji plošči ter 8 v zgornji plošči ter potekajo prek celotne narinjene konstrukcije. Sidrani so z nepo­ mičnimi sklopkami. 2. Dodatni kabli v zgornji plošči, ki se dodaja­ jo postopoma, ko se konstrukcija podalj­ šuje - teh kablov je 18 in so dolgi od 10 do 34 m. 3. Kabli v spodnji plošči, ki pokrivajo pre­ razporeditev obremenitev v končnem sta­ tičnem sistemu (iz nosilca s konzolo v neprekinjeni nosilec) ter pozitivno moment- no ovojnico koristne obtežbe (krov, tempe­ ratura, promet). Spodnja konstrukcija in temeljenje Prekladna konstrukcija je ena zavorna enota, ki je podprta za prenos horizontalnih sil z ne­ pomičnimi lončnimi ležišči 2 x P 16000 kN na obeh vmesnih stebrih ter z vzdolžno pomičnimi in prečno nepomičnimi ležišči 2 X Pl 6500 kN na obeh krajnih opornikih. Na obeh krajnih opornikih je vstavljena dilatacija iz štirih profilov velikosti D 320 mm. Krajni opornik na jeseniški strani (v osi 0) Zaključek viadukta na jeseniški strani je na robu strmega pobočja doline Lešnice. Krajni opornik je zato temeljen globoko, na uvrtanih pilotih F 150 cm. Piloti segajo skozi prodnate plasti in so uvrtani za 4,5 m v sivico. V oporniku je 2,00 m široka kineta, ki omogoča neovirano vzdrževanje ležišč in dilatacije, obenem pa omogoča prehod komunalnih vo­ dov v območju dilatiranja prehodne konstruk­ cije. Oba opornika sta tako imenovana aktiv­ na opornika, saj poteka narivanje z obeh strani. Zato sta oblikovana tako, da je omogočena postavitev hidravličnih potisnih naprav, začasnih bočnih vodil ter sidrišč za sidrne in zaviralne kable. Stebra v oseh 1 in 2 Stebra v oseh 1 in 2 prek lončnih ležišč pod­ pirata prekladno konstrukcijo. Prečni prerez stebrov ima obliko pravokotne škatle, njegove zunanje dimenzije pa so konstantne po ce­ lotni dolžini stebra in znašajo 3,50 x 5,40 m. Debelina sten je konstantna in znaša 35 cm. Stebra sta temeljena na vodnjakih zunanjega premera 8,00 m. Dno vodnjakov, ki sta na­ polnjena z betonom, sega najmanj 3,00 m v nepreperelo sivico. Vrh vodnjaka je izveden kot AB temelj debeline 2,00 m. Stene vodnja­ kov so izvedene s postopno izvedbo krožnih obročev, visokih 1,00 m, trapezne oblike. Ši­ rina obroča zgoraj je 0,60 m, spodaj 0,30 m. Krajni opornik na ljubljanski strani (v osi 3) Konec viadukta na ljubljanski strani je določen s traso avtoceste, ki na tem mestu skoraj pra­ vokotno nalega na pobočje vrha doline Leš­ nice. Opornik je masivna armiranobetonska konstrukcija, ki je temeljena plitvo na pasov­ nem temelju v sivici. Opornik je zasnovan z enakimi konstrukcij­ skimi principi kot na jeseniški strani, za ležiščnim prostorom je vzdrževalna kineta za nadzor ležišč in dilatacije. 3.2 Račun konstrukcije Prekladna konstrukcija Za račun prekladne konstrukcije je bila celot­ na konstrukcija modelirana z linijskimi ele­ menti in analizirana s programom RM 2004. Analizirane so bile vse faze gradnje, narejen je bil prenos deformacijskega in napetostnega stanja v spremenjeni končni statični sistem, na katerem so bile upoštevane tudi vse kas- 250 Gradbeni vestnik • letnik 55 »oktober 2006 Slika 6 • S tari objekt in dve polovici novega objekta nejše obremenitve, Skladno s časovnim planom gradnje so bili upoštevani tudi reo- loški vplivi betona ter relaksacija prednape­ tega jekla. Prečna smer je bila analizirana s programom TOWER z lupinastimi končnimi elementi. Podporna konstrukcija in potres Analiza podporne konstrukcije je bila opravlje­ na s programskimi paketi STATIK-3, TOWER in FAGUS-3. STATIK-3 je bil uporabljen za mo­ deliranje in analizo podpornega sistema kot celote. Konstrukcija je bila modelirana z li­ nijskimi končnimi elementi, pri računu potres­ nih sil je bila uporabljena modalna analiza s spektrom odziva. Analize posamičnih kon­ strukcijskih elementov, še posebej za kontrole in analize v fazi narivanja, so bile opravljene s programom TOWER. Za modeliranje so bili uporabljeni lupinski in linijski končni elementi. Analize in kontrole na nivoju prečnega prereza so bile opravljene s programom FAGUS-3, ki deluje kot poprocesor programa STATIK-3. Izračun napetosti pod vodnjaki in ploskovnimi temelji z izključitvijo natezne cone je bil prav tako opravljen s programom FAGUS-3. Geotehnične analize Pri natančnejših analizah učinkov vplivov v temeljnih tleh in stabilnostnih analizah pod­ por med narivanjem prekladne konstrukcije je bil uporabljen program PLAXIS. 3.3 TEHNOLOGIJA GRADNJE OBJEKTA Gradnja temeljev Krajni opornik na jeseniški strani (os 0) je temeljen na uvrtanih pilotih 0 150 cm. Vmesni podpori v oseh 1 in 2 sta temeljeni na vodnjakih (slika 7), ki imajo v tlorisu krožno obliko. Vodnjaki se gradijo posto­ poma z izkopi globine 1,00 m in postopnim betoniranjem obročev, ki služijo kot zaščita izkopa. Ko se doseže zahtevana globina, se zabetonira temeljno ploščo debeline 3,00 m. Slika 7 • Gradnja vodnjaka za tem eljen je stebra Krajni opornik na ljubljanski strani (os 3) pa je temeljen plitvo na temeljih pravokotne oblike. Gradnja stebrov Za gradnjo stebrov je bil uporabljen premični opaž, visok 4 m. Gradnja prekladne konstrukcije Prekladna konstrukcija je bila izvedena po predlogu SCT kot simetrično konzolno nari- vana izza obeh opornikov preko vmesnih stebrov v glavni 72,5 m dolgi razpon, kjer se obe konzoli povežeta z vezno lamelo v kon- tinuirno celoto. Vsaka narinjena polovica je sestavljena iz šestih monolitnih segmentov, ki so povezani med seboj z armaturo in kabli. Konstrukcija se izdeluje v opažni delavnici dolžine 18,5 m, ki se postavi 20 m za obema krajnima opornikoma. V krajnih razponih dolžine 57 m je bila zgrajena začasna pod­ pora, ki zmanjša razpone za narivanje na 25,25 oziroma 31,75 m in zagotovi ustrezno varnost pred prevrnitvijo okoli krajnih opornikov. Ker je odločilna dolžina najdaljše konzole (34,25 m) še vedno v glavnem razponu, upo­ raba posebnega kljuna za zmanjšanje obre­ menitev ni smiselna. Zato smo prekladno kon­ strukcijo na dolžini 6 m zgradili najprej brez zgornje plošče. Ta olajšana prekladna kon­ strukcija deluje kot nekakšen betonski kljun, ki pa je kar del končne konstrukcije. Torzijsko odprto korito smo za fazo narivanja začasno varovali z jeklenim zavetrovanjem. Obe konzoli povežemo z veznim betonskim segmentom (vezno lamelo) v dolžini 4 m, ki jo nato s kabli povežemo v kontinuirno konstruk­ cijo. Manjkajočo voziščno ploščo na delu »kljuna« dogradimo skupaj z vezno lamelo. Nadvišanje konstrukcije v glavnem razponu se doseže z ustrezno prilagojeno niveleto na­ rivanja ter dvigom konstrukcije pred vgradnjo končnih ležišč. Posebnosti pri potiskanju in spuščanju preklade Viadukt Lešnica smo gradili v dveh fazah, ki sta zahtevali poseben tehnološki pristop. Medtem ko smo gorenjsko polovico na obi­ čajen način brez posebnosti narinili po 2,5-odstotnem vzponu, smo ljubljansko po­ lovico potiskali navzdol. Začetni padec (strmina prečne proge v opažu) je počasi prehajal v manjši nagib, ki pa je glede na dinamiko potiskanja še vedno zahteval posebno tehnološko obdelavo. nasedom konstrukcije na prvi steber. V prvem primeru, ko smo prvi segment vlekli s po­ močjo navojnih palic dywidag, ni bilo druge možnosti za zadrževanje. Po drugem potegu, koje bil odpravljen zaviralni faktor lepenja,je dinamična sila postala večja od zaviralne sile na drsni progi in je segment dejansko začel samodejno drseti. Pripomniti je treba, da je bila v prvem taktu drsna proga namazana. V naslednjih taktih proge nismo več mazali, zato se je sila zadrževanja povečala. Sproti smo za vsak takt izračunavali obe sili in ju kontrolirali z meritvami na narivni hidravliki. Druga skrajnost pri narivanju je nastala, tik preden je prekladna konstrukcija nasedla na steber. Takrat je bila vertikalna sila na zavorno sedlo tako majhna, da nismo (kljub vstavitvi narebrenih jeklenih plošč namesto gladkih) računsko dosegli zadostne varnosti proti zdrsu. V tem primeru je bilo zopet nujno dodatno varovanje (ki smo ga izvajali ves čas potiskanja). Variantno je bila obravnavana možnost varo­ vanja s povečevanjem trenjske sile na stebru, vendar bi v tem primeru morali vrh stebra togo pridrževati, kar pa je praktično fizično nemo­ goče izvesti. Zato smo začasna drsna ležišča na stebru normalno mazali, da bi zmanjšali horizontalno silo na glavi stebra in konstruk­ cijo zadrževali z opisanim sistemom. Pri potiskanju navzdol se je prvič tudi zgo­ dilo, da narivna hidravlika konstrukcije ni potiskala, ampak je konstrukcija zaradi Slika 8 • Pred izdelavo vezne lam ele med oba narinjena dela objekta Posebnost pri narivanju objekta je bila glede na dosedanje primere med drugim tudi izred­ no pomembna tehnološka faza zadrževanja betonske konstrukcije pred nekontroliranim pomikom, ki smo jo tukaj prvič uporabili. Ljubljansko polovico konstrukcije smo po­ tiskali navzdol ob začetnem 4,1- in poznej­ šem povprečnem 3,25-odstotnem nagibu. Dinamična komponenta mase konstrukcije, ki jo potiska navzdol, je premo odvisna od ce­ lotne mase, prav tako tudi zadrževalna sila trenja. Velikosti sta neposredno odvisni od faktorja nagiba in faktorja trenja. Ker smo z meritvami pri prvi polovici ugotovili, da na drsni progi dosegamo trenje 2,7 odstotka, je bilo zaradi navedenega očitno, da bo sila dinamične komponente teže večja od zavorne sile na drsni progi, zato je bilo treba konstruk­ cijo dodatno varovati proti zdrsu. Za ta namen smo uporabili dve navojni palici Dywidag 0 36 mm, simetrično (glede na vzdolžno os) vgrajeni v zadnji del vsakokratnega takta pre- kladne konstrukcije. Na koncu segmenta je bil namensko zabe­ toniran betonski prag z luknjami, skozi katere sta bili položeni navojni palici. Na drugem koncu sta bili palici vstavljeni v sidrne bloke iz ustrezno dimenzioniranih jeklenih nosilcev in betonskega sidrišča. Na obeh koncih palic sta bili priviti matici. Matici na ljubljanski strani be­ tonskega praga sta bili priviti toliko, da je bila med njima in betonom 3 cm široka reža. Pri pomikanju segmenta naprej, kar smo izvajali po standardnem postopku z narivno hidrav­ liko, sta dva delavca ročno odvijala matici in skrbela, da ta zračnost ni bila presežena; dinamični udar pri zaustavitvi mase betona bi lahko pri večji reži presegel sile, na katere so bili dimenzionirani elementi sistema za zadrževanje. Navojni palici sta bili dimen­ zionirani na računsko silo dinamične kompo­ nente teže, povečano za dinamični faktor 3. Pri potiskanju sta nastopila dva tipična pri­ mera preprečitve pobega konstrukcije: pri vleku prvega segmenta in potiskanju tik pred Slika 9 • Končana konstrukcija viadukta dinamične komponente teže stiskala potisne bate v cilindre, ki so tako delovali kot zadrževalni element. Tehnološko tako delo­ vanje hidravlike ni priporočljivo, ker je ustavi­ tev možna le, ko tlak po zaprtju ventila zaradi nadaljevanja potovanja konstrukcije doseže zadostno vrednost za protisilo. Treba je bilo aktivirati dodatno dušenje tlaka olja v po­ 4 «SKLEP Z dobrim sodelovanjem tehnologa, izvajalca, kalkulanta, projektanta in recenzenta se je izoblikovala rešitev, kije relativno enostavna, vendar daje pričakovan učinek tako glede cene, roka in videza mostu. Zasnova je v ideji enostavna, v dejanski izvedbi pa je za­ htevala precej novih prijemov in rešitev ter izredno natančno delo pri izvedbi konzol- nega potiskanja in sprotnega napenjanja konzolnih kablov. Tehnologija, ki smo jo za­ radi navedenih razlogov razvili, je v izvedenih detajlih inventivna tudi v mednarodnem merilu, predvsem v smislu izvedbe neke vrste betonskega namesto običajnega jek­ lenega kljuna. S spremembo tehnologije smo znižali lastne stroške gradnje, kot tudi skrajšali rok izvedbe, ohranili pa tehnično vsaj enakovreden objekt z vratnih vodih, ker je bil le tako možen kon­ trolirani pomik konstrukcije in takojšnja ustavitev v vsakem primeru (v sistemu je bila tako ustvarjena stalna protisila pomiku). mnogo manj prečnih delovnih stikov. Pri tem objektu je SCT nabavil tudi del stalne opreme za tehnologijo postopnega narivanja objektov (hidravlična potisna oprema, nosilno jekleno ogrodje za delavnico betonskih segmentov). Del te opreme je trenutno že uspešno v upo­ rabi na sosednjem 320 m dolgem viaduktu Ljubno, del pa na 548 m dolgem viaduktu Bonifika. PROJEKTNI PRISTOPI V EVROKODU 7-1 ZA GEOTEHNIČNO PROJEKTIRANJE V NEMČIJI DESIGN APPROACHES OF EC 7-1 FOR GEOTECHNICAL VERIFICATIONS USED IN GERMANY j prof, dr.-inž. Norbert Vogt Strokovni članek ™ Technical University of Munich, UDK 624.131.52:006 (430) EC 7 Centre for Geotechnical Engineering, Nemčija dr.-inž. Bernd Schuppener Federal Waterways Engineering and Research Institute, Karlsruhe, Nemčija univ.-prof. dr.-inž. habil, dr.-inž. E. h. Anton Weissenbach Norderstedt pri Hamburgu, Nemčija doc. dr. Janko Logar, univ. dipl. inž. grad. Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Ljubljana POVZGfGk I Uvajanje 1. dela Evrokoda 7 (Geotehnično projektiranje - Splošna pravila) zahteva od vsake evropske države članice, da sprejme dve pomembni odločitvi: 1) katerega od treh projektnih pristopov, navedenih v izvirnem dokumentu, bo predpisala za uporabo na svojem ozemlju ter 2) kakšne delne faktorje se bo pri tem uporabljalo. Članek prikazuje postopek in argumente za izbiro projektnega pristopa in delnih faktorjev v Nemčiji ter ga primerja z izbiro v Sloveniji. Summary | The implementation of Eurocode 7 - Part 1 (Geotechnical design - General rules) requires from each European Member State to take two important decisions: 1) the design approach to be used in each Member State shall be selected from the three design approaches described in the code and 2) the values of partial factors have to be established. The paper presents the procedure and the arguments for both choices in Germany. The comparison with the situation in Slovenia is made. 1 • UVOD V Sloveniji je s Pravilnikom o mehanski odpornosti in stabilnosti objektov sistem standardov Evrokod od 1. januarja 2006 naveden kot tisti, ob uporabi katerega se domneva skladnost z zahtevami Pravilnika o mehanski odpornosti in stabilnosti objektov (Uradni list RS 101/2005 z dne 11. 11. 2005). Zato je bilo treba pripraviti Nacional­ ni dodatek k Evrokodu 7, 1. del že v letu 2005. Objavljen je bil 1. novembra 2005 z oznako SIST EN 1997-1:2005/oA101:2005. Že ob pripravi tega nacionalnega dodatka smo se zavedali, da pri uvajanju Evrokodov v geotehnično projektiranje prehitevamo ostale evropske države in bo zato morda potrebno kasnejše usklajevanje z drugimi državami članicami Evropske unije. V slo­ venskem nacionalnem dodatku k 1. delu Evrokoda 7 smo kot bistveni odločitvi na­ vedli: • da se v Sloveniji uporablja za geotehnično projektiranje projektni pristop 2 (DA 2), razen za preverjanje globalne stabilnosti, kjer se uporablja projektni pristop 3 (DA 3) in • da se pri tem uporablja nespremenjen nabor delnih faktorjev, kot je zapisan v izvirni verziji Evrokoda 7,1. del. Članek v nadaljevanju prikazuje in argumen­ tira nemški pogled na uporabo Evrokoda 7-1. Ker seje v preteklih letih velik del naših projek­ tantov pri svojem delu naslanjal na nemško tehnično regulativo s področja projektiranja, je ta informacija za nas nedvomno zanimiva. Poleg tega pa članek kaže, da bo v Nemčiji uporaba Evrokoda 7, 1. del glede bistvenih določil, ki so prepuščena nacionalni izbiri, enaka kot smo jo zapisali v našem Nacio­ nalnem dodatku k Evrokodu 7-1. Vsaka država članica Evropske unije bo morala ob uvedbi Evrokoda 7: Geotehnično projektiranje, 1. del - Splošna pravila (EC 7-1) sprejeti dve pomembni odločitvi glede projektiranja geotehničnih objektov. Standard navaja tri projektne pristope in vsaka država lahko izbere tistega, ki najbolj ustreza njeni tradiciji projektiranja in ga določi za uporabo pri geotehničnem projekti­ ranju. Poleg tega bodo morale države čla­ nice določiti vrednosti delnih faktorjev v skladu z nacionalnimi zahtevami glede var­ nosti. Oboje skupaj - izbiro projektnega pri­ stopa in določitev delnih faktorjev - je treba razumeti kot celoto, saj sta obe odločitvi medsebojno odvisni. Kot je podrobneje pokazano v 3. poglavju, je izbira projektnega pristopa in določitev vred­ nosti delnih faktorjev v Nemčiji temeljila na izhodišču, da se kolikor je to le mogoče ohrani raven varnosti, ki je bila desetletja uspešno v uporabi v okviru koncepta globalne varnosti. To pomeni, da mora dimenzioniranje geo­ tehničnih konstrukcije po Evrokodu 7-1 prive­ sti do bolj ali manj enakih dimenzij kot prejšnji koncept globalne varnosti. Za ilustracijo nem­ škega izbora projektnega pristopa je izdelan primerjalni račun pasovnega temelja po vseh treh projektnih pristopih iz Evrokoda 7-1. 2 • PREVERJANJE MEJNIH STANJ NOSILNOSTI V GEOTEHNIKI 2.1 Splošno Zahvaljujoč Evrokodom se bo v prihodnje v gradbenem sektorju v celotni Evropi uporab­ ljala enaka matematična formulacija prever­ janja mejnega stanja nosilnosti. Skladno s to formulacijo bo treba za vsak prerez konstruk­ cije, za stik med zemljino in konstrukcijo ali za zemljino, preveriti, da projektne vrednosti učinkov vplivov Ed nikoli ne presežejo projekt­ nih nosilnosti oziroma projektnih vrednosti odpornosti Rd. Veljati mora: Ed'd tako, da njegovo karakteristično vrednost tan (p'k delimo z delnim faktorjem za trenje y9. Podobno dobimo projektno vrednost kohezije c'd tako, da njeno karakteristično vrednost c'k delimo z delnim faktorjem za kohezijo yc. Ali zapisano z enačbama: tan (p'd = tan (p'k / (2) c d- c k/ y c (3) Nato določimo vrednosti geotehničnih vpli­ vov in odpornosti Ed in Rd za preverjanje mejnega stanja nosilnosti po enačbi (1) iz tako določenih projektnih vrednosti strižnih parametrov q>'d in c'd. • Drugi način predstavlja metoda faktori- ranih vplivov in odpornosti. Pri tej metodi izračunamo karakteristične vrednosti vpli­ vov Fn, učinkov vplivov Ek in odpornosti Rk Primerjava pokaže, da je projektni pristop DA2*, pri katerem se delni faktorji uporabijo šele na koncu računa pri enačbi za preverja­ nje mejnega stanja, ne le najbolj skladen s predhodnim konceptom globalne varnosti, temveč vodi tudi do najbolj ekonomičnih pro­ jektov. Uvedba Evrokoda 7-1 je trenutno vroča tema v vseh državah članicah Evropske unije. Avtor­ ji menimo, da ta razprava ne sme biti omeje­ na na kroge znotraj posameznih držav, tem­ več mora potekati preko meja po celotni Evropi. Zato je tudi nastal pričujoči članek inje objavljen v najbolj branih strokovnih revijah tudi v drugih evropskih državah v domačem jeziku in s komentarji, ki opisujejo razmere v tej državi. zemljin iz karakterističnih vrednosti strižnih parametrov cp'k in c 'k. Projektne vrednosti geotehničnih učinkov vplivov Ec, (napetosti, notranje sile in momenti) ter projektne vrednosti odpornosti nato določimo iz ka­ rakterističnih vrednosti z uporabo delnih faktorjev za geotehnične učinke vplivov yE in odpornosti yR po enačbah: Ed = Ek X yE (4) R d = R k / Y n ( 5 ) Prav zaradi različnih možnosti uporabe delnih faktorjev Evrokod 7-1 omogoča tri različne metode za preverjanje geotehničnih mejnih stanj. Izbira projektnega pristopa je prepuščena posameznim državam članicam. Pri tem je možno za preverjanje različnih mejnih stanj uporabljati različne projektne pristope. Vred­ nosti delnih faktorjev za uporabo v konkret­ nih postopkih projektiranja je prav tako treba določiti na nivoju posamezne države in jih navesti v nacionalnem dodatku k Evrokodu 7-1. Trije projektni pristopi v Evrokodu 7-1 se raz­ likujejo po tem, kako porazdelijo delne faktor­ je med geotehnične vplive in odpornosti (glej preglednico 1). Koncept delnih faktorjev raz­ likuje med delnimi faktorji za vplive ali učinke vplivov in delnimi faktorji za odpornosti. Na­ dalje se pri vplivih in učinkih vplivov različno obravnavajo vplivi, ki izvirajo iz konstrukcij, in vplivi, ki izvirajo iz tal. DA 1 Komb. 1 Je " 1 -35; yG,inf = 1,00; yQ = 1,50 Ta = Jv = Yc = Teu - TOO Komb. 2 je = 1,00; ye * T30 Jv = To = 1 -25; gcu = 1,40; yB = 1,00 DA 2, DA 2* je = 1,35; y6inl = l ,00; yQ = 1,50 Tk« “ Ts.v= 1-40; ys,.= 1,10 Yp = Yc = Teu = T00 DA 3 yG -1 ,35 ; yG,inf = 1 -00; y0 = 1,50 Y„ = yc =1,25; ycu = 1,40; yR = 1,00 yfi;e: delni faktor za pasivni zemeljski pritisk (odpornost zemljine) yRv: delni faktor za nosilnost tal YR n: delni faktor za odpornost proti zdrsu Preglednica 1 • Priporočene vrednosti delnih faktorjev za projektiranje plitvega tem eljenja in brežin skladno z dodatkom A k Evrokodu 7-1 2.2 Projektni pristop DA 1 Pri uporabi projektnega pristopa DA 1 je treba preveriti dve kombinaciji delnih faktorjev. Kombinacijo 1 je predstandard k Evrokodu 7-1 imenoval »primer B«. Ta zagotavlja varno projektiranje glede na neugodna odstopanja vplivov od njihovih karakterističnih vrednosti. Tako so pri kombinaciji 1 delni faktorji, večji od 1,00, uporabljeni za stalne in spremenljive vplive, ki izvirajo iz konstrukcije in iz tal. Pripo­ ročene vrednosti delnih faktorjev so: yG = 1,35 za neugodne stalne vplive, yGM = 1.00 za ugodne stalne vplive in ya = 1,50 za spremen­ ljive vplive. Delni faktorji so isti, kot se upo­ rabljajo tudi na drugih področjih projektiranja konstrukcij in so skladni z določili Evrokoda 1: Vplivi na konstrukcije. Nasprotno pa se od­ pornost tal izračuna s karakterističnimi vred­ nostmi strižnih karakteristik, torej so delni fak­ torji y9-, yc- in ycu vsi enaki 1,00, prav tako pa je tudi delni faktor yR za odpornost tal enak 1,00. Kombinacija 2 projektnega pristopa DA 1 je bila v predstandardu k Evrokodu 7-1 ozna­ čena kot »primer C«. Ta zagotavlja varnost projekta glede na neugodna odstopanja trdnostnih lastnosti tal od njihovih karakteri­ stičnih vrednosti ter glede na nezanesljivosti uporabljenega računskega modela. Pri tem je predpostavljeno, da stalni vplivi ne bodo odstopali od pričakovanih vrednosti, spre­ menljivi vplivi pa bodo od karakterističnih vrednosti odstopali le malo. Tako uporabimo delne faktorje y y c z vrednostma 1,25 in ycu z vrednostjo 1,40 za karakteristične vrednosti strižnih parametrov zemljin, hkrati pa pri tem preverjanju uporabimo karakteristične vred­ nosti stalnih vplivov, ki izvirajo iz konstrukcije (yG = 1,00), medtem ko za neugodne spre­ menljive vplive uporabimo vrednost delnega faktorja yQ = 1,30. Delne faktorje uporabimo za reprezentativne vrednosti vplivov in za ka­ rakteristične vrednosti trdnostnih lastnosti tal že na samem začetku računa. Tako je celoten račun izveden s projektnimi vrednostmi vplivov in projektno strižno trdnostjo tal. Samo po sebi je razumljivo, da bo po projekt­ nem pristopu DA 1 za projekt odločilna tista od obeh kombinacij delnih faktorjev, ki bo dala večjo dimenzijo temelja. 2.3 Projektna pristopa DA 2 in DA 2* Projektni pristop DA 2 zahteva samo eno preverjanje, razen v posebnih primerih, ko je treba ločeno obravnavati različne kombinacije 3 • NAČELA ZA IZBIRO PROJEKTNEGA PRISTOPA IN DELNIH FAKTORJEV Nemčija ima preko 70-letno tradicijo na pod­ ročju standardov za geotehniko. Prva izdaja standarda DIN 1054 z naslovom Smernice za dopustne obtežbe tal pri gradnji objektov je bila objavljena leta 1934. Od tedaj so bili geotehnični standardi neprestano izpopol­ njevani in so dosegli vrhunsko kakovost. Raven varnosti, ki jo je zagotavljal prejšnji koncept globalne varnosti, se je izkazal za ustreznega, predpisani faktorji varnosti pa so omogočali varne in ekonomične geotehnične projekte. Svetovalni odbor komiteja za standarde s področja gradbeništva pri nemškem inštitutu delnih faktorjev za ugodne in neugodne vplive. Pri projektnem pristopu DA 2 se upo­ rabijo enaki delni faktorji za geotehnične vplive in učinke vplivov kot tudi za vplive na konstrukcijo oziroma tiste, ki izvirajo iz kon­ strukcije: yG= 1,35, yG:inf= 1,00 in yQ= 1,50. Delni faktorji iz preglednice 1 predstavljajo priporočene vrednosti za odpornosti tal. Obstajata dva možna načina preverjanja, ki sta skladna s projektnim pristopom DA 2. Pri projektnem pristopu, ki ga (Frank et al„ 2004) označujejo kot »DA 2«, uporabimo delne faktorje za karakteristične vplive takoj na začetku računa, ki nato v celoti poteka s projektnimi vrednostmi. Nasprotno pa lahko uporabimo projektni pristop, ki ga (Frank et al., 2004) označujejo z »DA 2*«, pri katerem se celoten račun izvede s karakterističnimi vrednostmi, delne faktorje pa uporabimo šele povsem na koncu pri preverjanju mejnega stanja. Ker dobimo pri računu karakteristične vrednosti notranjih sil in momentov, lahko v splošnem rezultate uporabimo tudi kot osnovo za preverjanje mejnega stanja upo­ rabnosti. 2.4 Projektni pristop DA 3 Podobno kot pri projektnem pristopu DA 2 ali DA 2* je tudi pri projektnem pristopu DA 3 potrebno eno samo preverjanje. Delni faktorji za vplive na konstrukcijo in za vplive, ki izvirajo iz konstrukcije, so identični kot pri projektnem pristopu DA 2. Pri vplivih in odpornostih tal pa delnih faktorjev ne uporabimo neposredno za vplive in odpornosti, temveč za strižne para­ metre tal ep', c' ali cu. Priporočeni vrednosti za y ek tan8d = Hakxy0/(V G,kx yG+Vakxya) tanSd = Hak /(V G,kxyG / yq+Vak) > tan8k Tudi v tem primeru sta ekscentričnost in na­ klon rezultante kontaktnih tlakov v temeljni ploskvi po projektnem pristopu DA 2 večja kot po projektnem pristopu DA 2*, zaradi česar je po projektnem pristopu DA 2 potrebna večja širina temelja kot po pristopu DA 2*. Ta razlika je še posebej pomembna, če privzamemo, da je stalna navpična sila ugodna in je treba uporabiti delni faktor yg« = 1,00 namesto del­ nega faktorja Yg = 1,35. Podobne rezultate dobimo tudi za primer, ko poleg stalnih navpičnih in vodoravnih sil delu­ je še ena spremenljiva navpična sila in upo­ števamo stalno navpično silo za ugodno pri projektnem pristopu DA 2. Za projektni pristop DA 2* dobimo enako kot prej: ek = Mk/(V G,k+Vak) tan8k = HG.k/(V G,k+Vak) za projektni pristop DA 2 pa naslednje: ed = Mkx y G/(V G.kx y ainf+Vakx y Q) tan8d = HG,k X yg/ (VG,k X yG/inf+VQ, k x yq) Ekscentričnost edje večja ali enaka karakteris­ tični ekscentričnosti e^ ko velja: (VG,k/YG+ Vo,kx yQ/ y G) < (VG.k+Vak) Vak X Yq/Y g - Vak < VG,k - VG,k/YG 0,11 xVak< 0,26 xVG,k Vak < 2,33 X VG k Povedano z besedami: vse dokler spremen­ ljiva navpična sila Vak ne preseže stalne navpične sile VG,k za faktor 2,33, bo projektna ekscentričnost ed enaka ali večja od karakte­ ristične ekscentričnosti e^ in podobno tan 8d večji ali enak tan 8k. Ker so taka razmerja stal­ nih in spremenljivih navpičnih sil v praksi redka, bo v splošnem tudi za take kombinacije stalnih in spremenljivih sil potrebna večja ši­ rina temelja, če ga dimenzioniramo po pro­ jektnem pristopu DA 2 v primerjavi z računom DA 2*. Če povzamemo: dimenzioniranje pasovnega temelja na podlagi preverjanja nosilnosti tal bo po projektnem pristopu DA 2 vedno prived­ DA2* DA 2: Yg ~ 1 ,3 5 e k M k/V Glk e d- (M k-yQ)/(VG k-yG) e d- (M k‘YQy(VG,k-YG jnf) t a n 8 k= H Q k/ V G k e d = e k W Y g ) e d = e k ‘(Y c/Y an f) t a n 8 d= (Y o / Y G ) - t a n S k t a n S d= (YQ /YG ,in f)-tanSk Slika 6 • Določitev nosilnosti ta l za sprem enljivo vodoravno silo pri projektnih pristopih DA 2 in DA 2 * lo do večje potrebne širine B kot po projekt­ nem pristopu DA 2*. Vendarle je treba na tem mestu povedati, da projektna pristopa DA 2 in DA 2* vodita do različnih dimenzij pri geotehničnem projek­ tiranju le v primerih, ko je za projekt odloču­ joče mejno stanje nosilnost tal. Kot smo po­ kazali, tiči razlog za to v dejstvu, da je nosilnost tal odvisna od obtežb tal. Ko ni tako, kot na primer pri dimenzioniranju pi­ lotov, sider in zagatnih sten, bosta oba projektna pristopa privedla do identičnih rezultatov. Isto velja tudi, ko je za dimenzio­ niranje odločujoče mejno stanje zdrsa teme­ lja, pa čeprav je velikost odpornosti proti zdrsu odvisna od navpične sile v temeljni ploskvi. V tem primeru dobimo po obeh projektnih pristopih (DA 2 in DA 2*) iste 5 * IZBIRA PROJEKTNEGA PRISTOPA V NEMČIJI Kot smo nazorno pokazali s primerjalnimi izračuni za preprost pasovni temelj, ohranja izmed vseh projektnih pristopov edino projekt­ ni pristop DA 2* za plitvo temeljenje raven var­ nosti iz preverjenega predhodnega koncepta globalne varnosti. Skupaj z drugimi temeljnimi teoretičnimi zadržki glede drugih projektnih pristopov ((Weißenbach, 1991) in (Weißen­ bach, 1998), (Schuppener et al„ 1998), (Weißenbach et al„ 1999) ter (Schuppener & Vogt, 2005)) je bilo to odločilno za sklep pri­ stojnega standardizacijskega odbora v Nem­ čiji, da se projektni pristop DA 2* uporablja za projektiranje podpornih konstrukcij, temeljev, pilotov in sider v standardu (DIN 1054,2005). Pri uporabi tega pristopa ni potrebno razliko­ vati med ugodnimi in neugodnimi stalnimi vplivi, saj v vseh primerih privzamemo, da so vsi stalni vplivi in učinki vplivov pri preverjanju neugodni. Izjema so piloti, na katere delujejo sile, ki so posledica stalnih tlačnih in spre­ menljivih nateznih obremenitev. GEO DA 2 * GEO-2: preverjanje plitvih temeljev, podpornih konstrukcij, pilotov in sider Yg = 1,35; Yq = 1,50 Yße =7r.v " 1,40; Yw = l-10 GEO DA 3 GEO-3: preverjanje globalne stabilnosti Yg = 1,00; Ya= 1,30 Y