· www.radimpex.rs · info@radimpex.rs ·

Kako modelirate temeljne ploce?
Ja sam skoro radio objekat fundiran na t ploci ali od geologa nisam dobio podatak o sleganju tla. Nisam mogao da odredim koeficijent posteljice za povrsinski oslonac pa sam pribegao najkonzervativnijem resenju - reaktivno opterecenje!

Dakle nasao sam sume reakcija od svakog opterecenja i podelio ga sa povrsinom ploce. To reaktivno opterecenje sam naneo na tem plocu koju sam dobio duplirajuci model ( sa save as) i brisajuci sve elemente sem ploce. Umesto stubova sam postavio tackaste oslonce a umesto AB platana linijske oslonce.

Za ovakav model sam dobio jako velike uticaje i armaturu u ploci. Narocito na mestu stubova se javljaju jako veliki momenti a o prslinama da i ne govorim.

Da bih izvadio stvar uveo sam skrivene grede u ploci. To je malo pomoglo i nekako sam zadovoljio sirinu prslina a i pokrio momente. Sada je sve pokriveno i momenti i prsline ali u gredama se dobilo dosta armaure kao i u ploci (nezavisno od t greda).

Ponovo sam razgovarao sa geologom a on mi je rekao da smatra da nece biti sleganja ispod ploce jer je tezina zgrade manja od tezine zemlje koja je iskopana za temeljnu jamu!

To bi znacilo da su krutosti opruga beskonacne, odnosno da se ostave default podesavanja za krutosti povrsinskih oslonaca ispod ploce?!
To opet znci da bi armatura dobijena po proracunu bila jako mala, dooosta manja nego ova dobijena preko reaktivnog opterecenja!

Kako vi resavate ovaj problem?
Da li dimenzionisete t ploce putem reaktivnog opterecenja ili preko krutosti opruga (vinklerov model)?

MJ wrote:Kako modelirate temeljne ploce?
....Ponovo sam razgovarao sa geologom a on mi je rekao da smatra da nece biti sleganja ispod ploce jer je tezina zgrade manja od tezine zemlje koja je iskopana za temeljnu jamu!

To bi znacilo da su krutosti opruga beskonacne, odnosno da se ostave default podesavanja za krutosti povrsinskih oslonaca ispod ploce?!
To opet znci da bi armatura dobijena po proracunu bila jako mala, dooosta manja nego ova dobijena preko reaktivnog opterecenja!
.....

Mozda moramo da razdvojimo dve stvari : Sleganje i elasticnost podloge. Geolog kaze da nece biti sleganja jer ce tezina objekta biti manja od tezine iskopane zemlje. Uredu. Jeste da se koeficijent elasticnosti povrsinskog oslonca dobijamo kao k=napon / sleganje. Napona imas ispod ploce imas neku vrednost. Za sleganje ti kaze geolog da ce biti nula. Naravno da ako ovo podelis onda dobijes k = beskonacno. Ako posmatramo da smo skinuli zemlju do kote temeljenja. prema nekoj teoriji elasticnosti bi onda trebalo da se izdigne tlo jer smo rasteretili. Ako sad ponovo opterecujemo sa objektom onda cemo dobiti sleganje i doci do istog napona kao sto je i bio pre iskopa jer je tezina konstrukcije skoro identicna tezinom iskopa i naravno sleganje ce realno biti nula - mada sumnjam dali ovako funkcionise.

Mozemo da zakljucimo da apsolutno kruto tlo ne postoji . K uvek ima neku vrednost manje od beskonacne. Ako je beskonacna onda prakticno ne dobijaju se uticaji u temljnoj ploci. Predlazem da za koeficijent posteljice ako drugacije nije odredjeno, uzmes k=10 000 kao sto je to opisano i u uputstvu za Tower 5. Neces da pogresis.

Odredjivanje koeficijenta posteljice uvek je pod znakom pitanja.

O ovome mozemo otvoriti diskusiju i izloziti iskustva. Nama su geomehanicari ponekad davali podatke da za relativno mali napon 100kN/m2 imamo sleganje od 8cm i onda nam je k=1250kN/m3. Jako je suluda vrednost kao da je objeat "na vodi".

Da, slazem se sa vama ali ja se pitam sta je tu sad ispravno?
Starom metodom zamenjujuceg reaktivnog opterecenja se dobija nenormalno velika armatura (imam i podzemnu vodu jako visoku - uzgon) a ako se dimenzionise putem opruga tako usvojenih armatura je drasticno manja?!

Mislim da je procena OPTERECENJE/SLEGANJE=K jako aproksimativna, narocito kada se radi o velikoj povrsini temeljne ploce!

Tu bi trebalo uraditi jako detaljnu geologiju ukoliko se zeli tako dimenzionisati ploca.

E a sta ako geologija nije tako detaljna?

Mislim da pri ozbiljnim proracunima izbor K = 10000 ili 9000kN/m3 ne pije vodu!
Kako objasniti revidentu zasto je usvojeno bas toliko?
A to usvajanje krutosti posledice drasticno menja kolicinu armature koja se dobija u t ploci!

MJ wrote: Da li dimenzionisete t ploce putem reaktivnog opterecenja ili preko krutosti opruga (vinklerov model)?

Evo u cemu je uzrok velike razlike u rezultatima.
Rekli ste da ste nasli sumu reakcija (odnosno sumu opterecenja) i kao jednakopodeljeno opterecenje naneli na temeljnu plocu, da deluje odozdo navise. To znaci da ste modelirali da se celokupno opterecenje potpuno ravnomerno prenosi na tlo, a to se moze desiti ako i samo ako je temeljna ploca apsolutno nedeformabilna - znaci apolutno kruta.

Medjutim, u istom tom modelu, sigurno ste uneli realne karakteristike ploce i dobili lokalne deformacije ploce. Zbog toga se dobijaju veliki momenti koje ne mozete da pokrijete - zbog nesprecene deformacije. Znaci, model koji ste dimenzionisali ne odgovara pretpostavkama reaktivnog opterecenja.

Ispravan nacin je modeliranje tla sa oprugama.

Krutost opruga u tom slucaju je veoma vazan ulazni podatak.

Medjutim, ukoliko se povedete za recima geologa da "nece biti sleganja", napravicete gresku.
I kao sto je kolega Konstruktivac lepo primetio - sleganje i elasticnost tla su dve potpuno razlicite stvari. Za modeliranje tla vazan je podatak koliko ce biti deformacija pri jedinicnom (hipoteticnom) opterecenju - to je elasticnost. I opet je kolega Konstruktivac bio u pravu, da bi se taj podatak dobio potrebno je se izvrsi geolosko ispitivanje.

Da ali ja sam sume reakcija nasao iz modela u kome sam stavio povrsinski oslonac koji je beskonacno krut.
Moram priznati da mi noje jasno zbog cega geolozi ne daju podatak o koeficijentu krutosti posteljice?!

MJ wrote:Da ali ja sam sume reakcija nasao iz modela u kome sam stavio povrsinski oslonac koji je beskonacno krut.
Moram priznati da mi noje jasno zbog cega geolozi ne daju podatak o koeficijentu krutosti posteljice?!

Suma reakcija ne zavisi od krutosti oslonaca i jednaka je sumi opterecenja.

A za ovo drugo, geologe - ne znam

A meni nije jasno kakvo je to objasnjenje da nece biti sleganja zato sto je objekat laksi od zemlje koja je iskopana za temeljnu jamu. Zar je objasnjenje bas toliko komotno ili sam ja to nesto propustio na faksu (a i sire)?

fresine wrote:A meni nije jasno kakvo je to objasnjenje da nece biti sleganja zato sto je objekat laksi od zemlje koja je iskopana za temeljnu jamu.

Tlo je pre iskopavanja zemlje za temeljnu jamu bilo stabilno - tj. tlo je u svakoj svojoj tacki iduci u dubinu, moglo bez deformisanja da nosi tlo iznad sebe.
Ako se sada napravi iskop do neke dubine, garantovano je da pri ekvivalentnom ili manjem opterecenju (odnosno pritisku na tlo) nece doci do deformisanja tla, jer je to isto tlo tako konsolidovano da je vec odranije bilo izlozeno istom ili vecem pritisku pa se nije deformisalo.

Mislim da je procena OPTERECENJE/SLEGANJE=K jako >>>>aproksimativna, narocito kada se radi o velikoj povrsini temeljne ploce!

>>>>Tu bi trebalo uraditi jako detaljnu geologiju ukoliko se zeli tako >>>dimenzionisati ploca.

>>>>E a sta ako geologija nije tako detaljna?

>>>>Mislim da pri ozbiljnim proracunima izbor K = 10000 ili 9000kN/m3 >>>>ne pije vodu!
>>>>>Kako objasniti revidentu zasto je usvojeno bas toliko?

A zasto usvajanje, na primer, k=10 000, kako to savetuje kolega Konstruktivac, nije ozbiljno. Ovde se radi o inzenjerskom rasudjivanju u oblasti koja je ionako krcata pretpostavkama i uprošćavanjima i tu ne treba tražiti apsolutnu tačnost. (setite se samo starih proračuna sa izdvojenim trakama u kojima je kompatibilnost deformisanih traka temeljne ploce uopste nije uzimana u obzir ) . I ako ne postoji procena geotehnicara u pogledu sleganja i napona, postoje načini za procenu krutosti opruga. u svojoj knjizi FUNDIRANJE 2, Vujičić Č. daje obrazce za probližnu konvertaciju Modula stišljivosti (odnosno deformacijskog modula Eo u modul reakcije tla), koji se nalaze u propisima za fundiranje (1974). Za dalju ilustraciju odredjivanja modula reakcije tla - evo jedne diskusije sa geoforuma.

Author: Tom Sklucki 2001-06-15

Modulus of subgrade reaction empirical determination based on plate bearing
tests is discussed in the 1955 Terzaghi paper.
Terzaghi K, Evaluation of Coefficient of Subgrade Reaction,
Geotechnique Vol.5, No.4, 1955

The topic is covered quite well in Joseph E. Bowles' book
'Foundation Analysis and Design' 5th Edition 1996 section 9.6 pp 501-506.

Bowles gives Vesic formula relating modulus of subgrade reaction to the
elastic modulus and Poisson's ratio.

Bowles suggests approximate modulus based on:
40 times ULTIMATE bearing capacity in kPa/m (kilopascal per square metre
per metre) or 12 times ultimate bearing capacity in k/ft3 (thousand pounds
per square foot per foot). Where ultimate b.c. is allowable b.c.
'furnished by the geotechnical consultant' (sic) times the safety factor
(possibly also furnished by the geotechnical consultant?).

Bowles gives formulae for estimating the modulus of subgrade reaction using
the Terzaghi or Hansen bearing capacity factors.

Bowles gives some typical ranges of the modulus in kPa/m (that's kilopascal
per metre) for soils but only AS A VERY ROUGH GUIDE
loose sand 4800-16000
medium dense sand 9600-80000
dense sand 64000-128000
clayey medium dense sand 32000-80000
silty medium dense sand 24000-48000
clayey soil (allowable bearing capacity 200 kPa or less) 12000-24000
clayey soil (a.b.c 200 kPa to 800 kPa) 24000 - 48000
clayey soil (a.b.c greater than 800 kPa) more than 48000
(Bowles specifically warns you NOT to pick a middle value in these ranges
and provides the table as a check on your calculated value using one of
the approximations he gives)

see also
US Navy design manual published by NAVFAC (Naval Facilities Engineering Command)
NAVFAC DM 7.01, Soil Mechanics, 1 September 1986
available free as Adobe Acrobat file DM7_01.PDF which may be downloaded from
http://www.efdlant.navfac.navy.mil/lantops_15/
documents/design_manuals.htm

....Chapter 5 Figure 6 provides a correlation between relative density and modulus of subgrade reaction for cohesionless soils

see also
NAVFAC DM 5.4, Civil Engineering Pavements, October 1979 1986
available free as Adobe Acrobat file DM5_4.PDF which may be downloaded from
http://www.efdlant.navfac.navy.mil/lant ... anuals.htm
.....Figure 3 provides an approximate relationship between modulus of subgrade reaction and California Bearing Ratio
....Table 2 is supposed to provide approximate values of modulus of subgrade reaction for various soils however this table is NOT in the downloaded PDF file because it is a fold-out page.(maybe it's too big for their scanner).
In this document the advice is not to use estimated
values of subgradereaction modulus more than 300
(pounds per square inch per inch) unless substantiated
by in-situ plate bearing tests and not to use values
more than 500 (pounds per square inch per inch)
regardless of test results.

>>>>>>>>>>>end of posting

Moram primetiti da ovi linkovi nesto ne rade

nebojsa.s wrote:...A zasto usvajanje, na primer, k=10 000, kako to savetuje kolega Konstruktivac, nije ozbiljno. Ovde se radi o inzenjerskom rasudjivanju u oblasti koja je ionako krcata pretpostavkama i uprošćavanjima i tu ne treba tražiti apsolutnu tačnost.

Iz uputstva za Tower 5:

Svakako da cete ovu naredbu koristiti najsesce kada budete modelirali tlo ispod temeljne ploce. U tom slucaju, potrebno
je za vrednost parametra “K,R3” zadati koeficient posteljice. Ovaj podatak zavisi od vrste tla i dobija se iz
geomehanickog elaborata. U nedostatku ovog parametra, kao orijentaciona vrednost se moze uzeti:
K,R3=σ,stv./ s,stv
σ,stv. - stvarni (ocekivani) napon u tlu
s,stv - stvarno (ocekivano) sleganje tla
Ako je na primer σ,stv=200 KN/m2, a s,stv=0,02 m, koeficient posteljice ce imati orijentacionu vrednost:
K,R3=200/0.02=10000 KN/m3.

Procedura bi trebalo da bude sledeci:

- Investitot navede svoju zelju za objekat,
- konstruktivac idejno resi konstrukciju i svede uticaje na temelje,
- u dogovoru sa geomehanicarem usvoji neki maksimalni dozvoljeni napon i proracuna dimenzije temelja sa davanejm statickih uticaja stalnog karaktera koji su uglavnom svedeni na centricno opterecenje.
- na osnovu ovih podataka o dimenziji temelja i predpostavljene dubine temelja geomehanicar nakon izvrsenih istrazivanja moze da da vrednosti ocekivanog sleganja i maksimalne dozvoljene napone za temelje dimenzija koje ce se vrklo malo razlikovati koji ce se usvojiti u glavnom projektu.


Mislim da bi ova procedura bi trebala da bude kod svake geomehanike jer otkud zna geomehanicar koje ce biti otprilike dimenzije temelja i kontaktni naponi pri iyradi geomehanickog elaborata.

Sustinski k=10.000 je po meni OK, ako nema drugih podataka. Zasto? Pa kod nas dozvoljeni naponi uglavnom se krecu npr. u Zemunu gde je neka vrsta lesa u granicama od 180kN/m2 a ocekivana sleganja su oko 2-3cm. To ako dobro racunam K=180/0.025=7200 sto jest manje od 10000 ali nema znacajnog uticaja na rezultate proracuna.

Dali se salzemo oko ovoga???

Konstruktivac wrote:

nebojsa.s wrote:...A zasto usvajanje, na primer, k=10 000, kako to savetuje kolega Konstruktivac, nije ozbiljno. Ovde se radi o inzenjerskom rasudjivanju u oblasti koja je ionako krcata pretpostavkama i uprošćavanjima i tu ne treba tražiti apsolutnu tačnost.

Iz uputstva za Tower 5:

Svakako da cete ovu naredbu koristiti najsesce kada budete modelirali tlo ispod temeljne ploce. U tom slucaju, potrebno
je za vrednost parametra “K,R3” zadati koeficient posteljice. Ovaj podatak zavisi od vrste tla i dobija se iz
geomehanickog elaborata. U nedostatku ovog parametra, kao orijentaciona vrednost se moze uzeti:
K,R3=σ,stv./ s,stv
σ,stv. - stvarni (ocekivani) napon u tlu
s,stv - stvarno (ocekivano) sleganje tla
Ako je na primer σ,stv=200 KN/m2, a s,stv=0,02 m, koeficient posteljice ce imati orijentacionu vrednost:
K,R3=200/0.02=10000 KN/m3.

Mislim da bi ova procedura bi trebala da bude kod svake geomehanike jer otkud zna geomehanicar koje ce biti otprilike dimenzije temelja i kontaktni naponi pri iyradi geomehanickog elaborata.

Sustinski k=10.000 je po meni OK, ako nema drugih podataka. Zasto? Pa kod nas dozvoljeni naponi uglavnom se krecu npr. u Zemunu gde je neka vrsta lesa u granicama od 180kN/m2 a ocekivana sleganja su oko 2-3cm. To ako dobro racunam K=180/0.025=7200 sto jest manje od 10000 ali nema znacajnog uticaja na rezultate proracuna.

Dali se salzemo oko ovoga???

Da, kao sto napisah, ja smatram da je u takvim slucajevima opravdano usvojiti neki minimalni modul reakcije tla - na primer 10 000 i sa njim izvrsiti proracun. Mada, svi orijentacioni podaci iz raznih knjiga o fundiranju daju vece minimalne vrednosti od ovih 10 000. Ako prihvatimo formulu Bowles-a (njegova knjiga o fundiranju je izgleda 'biblija' na zapadu) da je orijentaciona vrednost modula reakcije 40 puta veca od dopustenog napona pomnozenog sa koeficijentom sigurnosti za nosivost tla onda dobijemo da, u Beogradu, na primer, gde su poslednje preporuke geotehnicara da se racuna sa 150 kN/m2 koeficijent reakcije treba da bude 40 *150 *2.5 = 15000 kN/m2/m.
No u slucajevima kada geotehnicari daju prognozu sleganja za odredjen napon ispod temeljne ploce onda po definiciji sledi sa je modul reakcije =napon/sleganja ALI - ovde treba imati na umu sledece (citat iz knige Fundiranje 2 od Vujicica - "Poznato je da se deformacijski modul tla dobija iz podataka laboratorijskih opita uzoraka tla, a odredjuje se i opitom ploce. Sem toga deformacijski modul tla je promenjljiv sa dubinom, vise kod nevezanog nego kod vezanog tla. Istrazivanjima je dokazano da su vrednosti deformacijskog modula tla E0, dobijene pomenutim postupcima i nekoliko puta manje od onih u tlu, na licu mesta. "
Moje licno iskustvo potvrdjuje ovaj citat u potpunosti. Prilokom projektovanje i gradnje velikog skladista u Moskvi - podaci koje smo dobili od geotehnicara "zahtevali" su primenu sipova, sto je i uradjeno u projektu. Onda smo pred pocetak radova pozvali strucnjake iz cuvenog instituta "Gersevanov" - koji su ispitali tlo za potrebe odredjivanja modula reakcije pomocu ploce za utiskivanje (slicno Tercagiju) i dali su nam preporuku da mirne duse preprojektujemo temelje na samce, sto smo mi sa zadovoljstvom uradili. Zato treba pitati geotehnicara - na osnovu kojih podataka su procenili sleganja u svojim elaboratima. zato sto u gotovo svim elaboratima koje srecem ispada da je tlo odlicno, dobro nosivo itd , naponi toliko i toliko, sleganje toliko i toliko - "kad, ono tamo medjutim" sracunamo koeficijent - modul reakcije i ispadne da je tlo nikakvo. Mozda ima i drugih mislenja?

Pitanje krutosti podloge zaista treba prihvatiti krajnje relativno. Opruge su u sustini dobre samo za odredjivanje statickih uticaja a nikako za odredjivanje sleganja. Napravite nekoliko proba na prostijim modelima sa krutostima npr. 1 50 100 1000 10000 50000 i uocicete da razlike u statickim uticajima i nisu tako velike kao sto ocekujete. Kod velikih koncentrisanih opterecenja razlike u uticajima mogu da budu i znacajne. Ono sto je po meni bitno je da treba usvojiti Ks tako da se dobiju ocekivana sleganja. Jasno, dobijena pomeranja uglavnom nece biti realna ali za to sluzi geotehnicki elaborat. Svakako se slazem da je postupak sledeci:
Na osnovu geotehnickog elaborata u kome bi trebalo da bude dato ocenjeno sleganje za opterecenje od recimo 100 i 200 kPa i pretpostavljenog napona u tlu usvojite Ks. Kao rezultat dobicete uslovno tacnu sliku raspodele napona u tlu. Te podatke vratite geotehnicaru i trazite da vam za to naponsko stanje odredi sleganje koje cete da prikazete u projektu.
Dakle, moja preporuka je da se geotehnicki elaborat ugovori u dva dela, prvi u kom su definisane geotehnicke karakteristike tla i opsta prica o terenu i tlu i drugog koji se odnosi na iterakciju tlo-objekat. Jasno je da ovo treba raditi za komplikovanije i zahtevnije objekte.

Nenad B. wrote:Pitanje krutosti podloge zaista treba prihvatiti krajnje relativno. Opruge su u sustini dobre samo za odredjivanje statickih uticaja a nikako za odredjivanje sleganja. Napravite nekoliko proba na prostijim modelima sa krutostima npr. 1 50 100 1000 10000 50000 i uocicete da razlike u statickim uticajima i nisu tako velike kao sto ocekujete. Kod velikih koncentrisanih opterecenja razlike u uticajima mogu da budu i znacajne. Ono sto je po meni bitno je da treba usvojiti Ks tako da se dobiju ocekivana sleganja. Jasno, dobijena pomeranja uglavnom nece biti realna ali za to sluzi geotehnicki elaborat. Svakako se slazem da je postupak sledeci:
Na osnovu geotehnickog elaborata u kome bi trebalo da bude dato ocenjeno sleganje za opterecenje od recimo 100 i 200 kPa i pretpostavljenog napona u tlu usvojite Ks. Kao rezultat dobicete uslovno tacnu sliku raspodele napona u tlu. Te podatke vratite geotehnicaru i trazite da vam za to naponsko stanje odredi sleganje koje cete da prikazete u projektu.
Dakle, moja preporuka je da se geotehnicki elaborat ugovori u dva dela, prvi u kom su definisane geotehnicke karakteristike tla i opsta prica o terenu i tlu i drugog koji se odnosi na iterakciju tlo-objekat. Jasno je da ovo treba raditi za komplikovanije i zahtevnije objekte.

da, naravno, slazem se. razlike, na primer, izmedju vrednosti modula reakcije od 10 000 i 15 000 nisu tako velike, i uglavnom se te razlike odnose na vrednosti momenata ispod stubova tj ispod koncetrisanih sila.

Da ali upravo na tim mestima se i javljaju veliki naponi u ploci!