K.gwizdala-Proj.fund Na Palach

1

WISŁA - USTROŃ WPPK ‘2005 KRAKÓW

XX OGÓLNOPOLSKA KONFERENCJA WARSZTAT PRACY PROJEKTANTA KONSTRUKCJI Wisła - Ustroń, 01 ÷ 04 marca 2005 r.

Kazimierz GWIZDAŁA1

PROJEKTOWANIE FUNDAMENTÓW NA PALACH

1. Wstęp

Fundamenty palowe, od wielu lat, stosowane są w różnych rodzajach budownictwa. Zastosowanie pali ściśle związane jest z przekazaniem dużych, skoncentrowanych obciążeń na głębsze warstwy podłoża gruntowego. Fundamenty palowe stosujemy przede wszystkim w następujących przypadkach:

– gdy w górnych, przypowierzchniowych obszarach podłoża zalegają grunty o małej noś-ności i dużej odkształcalności (np. torfy, namuły, gytie, luźne nasypy, stare odpady komunalne),

– zachodzi potrzeba przemieszczenia dużych obciążeń skupionych w postaci sił piono-wych, poziomych, momentów, i/lub ich kombinacji (np. podpory mostów, obiekty budownictwa hydrotechnicznego, morskiego i pełnomorskiego, wysokie budynki, obiekty typu wieżowego),

– warunki konstrukcyjne i/lub eksploatacyjne wymagają ograniczenia bezwzględnej wielkości osiadań lub różnicy osiadań,

– posadowienie obiektów na terenach starych odpadów komunalnych, przemysłowych (np. obiekty handlowe, hale produkcyjne, estakady drogowe),

– zachodzi potrzeba stabilizacji skarp, zboczy, uskoków naziomu, nasypów na podłożu odkształcalnym,

– jako obudowa głębokich wykopów, garaży podziemnych, torowisk poniżej powierzchni terenu,

– dla potrzeb wzmocnienia istniejących fundamentów w wyniku ich uszkodzenia, lub w celu przeniesienia zwiększonych obciążeń, lub dla przekazania obciążeń na głębsze obszary podłoża.

W całym procesie projektowania pali i fundamentów palowych występuje kilka czynników, które zawsze należy uwzględnić aby właściwie zaprojektować i wykonać fundament oraz eksploatować cały obiekt.

1 Dr hab. inż., prof. nadzw. Politechniki Gdańskiej, Wydział Inżynierii Lądowej i Środowiska

2

Należy tu wymienić: – rozpoznanie podłoża gruntowego dla wystarczającego zakresu w planie, a przede

wszystkim dla głębokości zapewniającej bezpieczne projektowanie pali o określonej długości,

– projektowanie technologii pali, dobór najwłaściwszego rodzaju pala pod względem warunków gruntowych, dla aktualnych założeń konstrukcyjnych, przyjęcie technologii spełniającej warunki szeroko rozumianej ekologii, z uwzględnieniem bezpiecznego i ekonomicznego posadowienia,

– wykonanie analizy obliczeniowej, wyznaczenie sił w palach, sił wewnętrznych w fun-damencie, określenie nośności i przemieszczeń fundamentu z dążeniem do wiarygodnej oceny pełnej zależności obciążenie – osiadanie,

– przyjęcie i określenie szczegółowych warunków wykonania fundamentu palowego, – wykonanie badań kontrolnych nośności i jakości palowania, przeprowadzenie próbnych

obciążeń statycznych, dynamicznych, jakości i długości pali, – kontrola powykonawcza całości posadowienia, praca zespołu budowla – fundament –

podłoże, pomiary osiadań, ocena przemieszczeń, współpraca z podłożem w czasie, monitoring obiektu.

Pale charakteryzowane są wielkością średnicy trzonu i podstawy oraz długością trzonu. Należy jednocześnie zdefiniować rozpatrywany element, tzn. fundament palowy i stosować zasady wykonawstwa i obliczeń przewidywane dla tego rodzaju fundamentów. Najprostszym kryterium inżynierskim jest przyjęcie zagłębienia względnego L/D ≥ 10 (gdzie L jest długością, a D średnicą pala). Przyjęcie krótkich elementów (wykonywanych sprzętem do pali) o znacznej średnicy często prowadzi do pracy fundamentu jak dla fundamentu bloko-wego. Podstawowym wyznacznikiem pracy pala pojedynczego w podłożu gruntowym jest zależność osiadania od przyłożonego obciążenia.

Zgodnie z Eurokodem 7 oraz dobrą praktyką inżynierską za jedyną pewną metodę oceny rzeczywistej nośności oraz osiadań pali i fundamentów palowych uznaje się próbne obcią-żenia statyczne. Taki sposób oceny pracy pali w podłożu gruntowym przyjęty został również w PN-83/B-02482.

Zależności charakteryzujące współpracę pala z podłożem były wielokrotnie przedstawiane w literaturze. Szczegółowo zagadnienie to omówiono między innymi w pracy autora (Gwizdała, 1996). Uogólnione zależności przedstawiono na rys. 1 i rys. 2.

Rys. 1. Pal w podłożu gruntowym: a) oznaczenie podstawowe, b) rozkład oporów

3

Należy tu uwzględnić następujące charakterystyki: – krzywą osiadania Q-s, zależność obciążenia całkowitego w głowicy od osiadania, – opór wzdłuż pobocznicy w zależności od osiadania, – opór pod podstawą pala w zależności od osiadania , – rozkład oporów na pobocznicy wzdłuż długości pala, – skrócenie własne trzonu pala.

Rys. 2. Uogólnione krzywe osiadania: a) dla pali wbijanych, b) dla pali wierconych

Na rys. 2a przedstawiono uogólnione zależności dla pali wbijanych, na rys. 2b dla pali wierconych w odniesieniu głównie dla pali wielkośrednicowych. Najbardziej istotne i charak-terystyczne są obszary znacznego załamania się krzywych oraz bezwzględne wartości osiadań, dla których opory osiągają wartości graniczne lub krytyczne. Różny stopień mobili-zacji oporów na pobocznicy i pod podstawą w zależności od osiadania łatwo pozwala zrozumieć różnice w wartości cząstkowych współczynników bezpieczeństwa, patrz np. Eurokod 7. Krzywe te są również ważną wskazówką dla projektanta przy ocenie pracy fundamentu palowego oraz interpretacji wyników próbnych obciążeń statycznych.

W praktyce projektowej istnieje obowiązek oceny rzeczywistej krzywej osiadania na podstawie próbnych obciążeń. Ocena ta dotyczy jedynie pala pojedynczego ale jest również podstawą oceny pracy całego fundamentu palowego. Rygorystyczny wymóg próbnych obciążeń w skali naturalnej spowodowany jest wieloma czynnikami, które wpływają na rzeczywisty mechanizm przekazywania obciążeń na podłoże gruntowe w zależności od technologii pala oraz warunków geotechnicznych.

Sposób przekazywania obciążeń na podłoże przez pale oraz zależność obciążenie - - osiadanie jest uwarunkowana wieloma czynnikami:

a) w odniesieniu do podłoża gruntowego: – rodzajem gruntu; szczególną uwagę należy zwrócić na piaski drobne, piaski pylaste,

pyły, iły pęczniejące, dodatkowe komplikacje powoduje zwierciadło wody gruntowej oraz przemienne uwarstwienie podłoża,

– naturalnym stanem naprężenia in situ w podłożu; grunty nasypowe, normalnie skonsolidowane i prekonsolidowane,

– stanem naprężenia w bezpośrednim sąsiedztwie podstawy i pobocznicy, po wyko-naniu pala,

4

– uziarnieniem gruntu, ze szczególnym uwzględnieniem wskaźnika różnoziarnistości, – stopniem wilgotności gruntu, stanem nawodnienia oraz zmianami poziomu wód

gruntowych, – współczynnikami filtracji a szczególnie współczynnikiem filtracji poziomej, – naturalnym położeniem zwierciadła wody gruntowej oraz przewidywaną jego

zmianą w przestrzeni, szczególnie gdy istnieje przepływ poziomy

b) w odniesieniu do samego pala: – rodzajem materiału samego pala, sztywnością trzonu pala (wpływ modułu odkształ-

cenia trzonu), – rzeczywistą szorstkością trzonu pala oraz stopniem nierównomierności styku pal -

- podłoże, – sposobem wykonania pala; pale wiercone, przemieszczeniowe, wpływ różnorodnych

technologii wykonania, – średnicą i długością pala; zagłębienie rzeczywiste oraz zagłębienie względne L/D,

minimalne długości pala zapewniające prawidłową pracę jako fundamentu palowego, praca pali długich,

– możliwymi odchyłkami od projektowanej średnicy w zależności od rodzaju i stanu gruntu, wytrzymałości na ścinanie gruntów słabonośnych (np. organicznych) oraz zastosowanych parametrów technologicznych,

– rodzajem zastosowanego urządzenia wprowadzającego pal, zupełnie różne są efekty w zależności od zastosowanego młota wolnospadowego, młota spalinowego, młota hydraulicznego, wibromłota,

– szybkością i sposobem wiercenia i zabezpieczenia otworu, np. pale wiercone z rurą obsadową, w bentonicie, bez zabezpieczenia otworu, pale CFA, Atlas, Omega, wiercenie w gruntach pęczniejących,

– sposobem betonowania, prędkością podawania betonu i ciśnieniem w czasie betono-wania,

– jakością i konsystencją mieszanki betonowej, stopniem utrzymania wody zarobowej w masie świeżego betonu, współczynnikiem filtracji świeżego betonu,

– czasem betonowania po wykonaniu otworu i stopniem odprężenia podłoża przy pobocznicy, a szczególnie w podstawie pala,

– wpływem na stan naprężenia podłoża ewentualnego wykorzystania urządzeń ułatwiających wprowadzenie pala, np. użycie płuczki wodnej w budownictwie hydrotechnicznym, użycie podpłukiwania z wykorzystaniem zaczynu cementowego,

– stopniem utrzymania wymagań technologicznych w czasie całego procesu wyko-nania pala oraz dla całego fundamentu palowego,

– właściwą kolejnością wykonania pali w fundamencie w zależności od rodzaju pala, rodzaju i stanu gruntu,

– zastosowania zabiegów polepszających mechaniczne własności podłoża pod podsta-wą i wzdłuż pobocznicy, w czasie lub po wykonaniu pala (np. iniekcje cementowe pod podstawą i/lub pobocznicy).

W zależności od rodzaju gruntu, zastosowanej technologii i rzeczywistych parametrów, które wystąpiły w rzeczywistości w konkretnym palu jego zachowanie się w czasie normalnej pracy konstrukcji może być bardzo różne (patrz czynniki powyżej). Ujmując rzecz historycznie należy podkreślić znaczący wpływ rozwoju techniki, technologii i możliwości coraz to nowych maszyn.

5

Poniżej przedstawiono krótką charakterystykę technologii najczęściej wykorzystywanych w ostatnich latach.

Jako pozytywną sytuację należy ocenić fakt poszukiwania najlepszej technologii, która oferuje dobrą pracę pala w podłożu, duże tempo prac oraz niskie, konkurencyjne koszty (z uwzględnieniem kosztów bezpośrednich i innych kosztów pośrednich związanych z daną technologią)

2. Współczesne technologie pali

Uwzględniając aktualne możliwości sprzętowe w Polsce i Europie (przestały praktycznie istnieć bariery dotyczące transferu nowych technologii z innych krajów) należy stwierdzić, że zakres stosowanych obecnie technologii pali jest bardzo szeroki.

Pewne ramy podziału uwarunkowane są obecnie ustanowieniem dwóch norm: – pale przemieszczeniowe, PN-EN 12699:2002, – pale wiercone, PN-EN 1536:2001.

Podział ten nie zawiera wszystkich technologii, gdyż obecnie zróżnicowanie to jest znacznie szersze, ale może być podstawą do dalszej systematyki.

2.1. Pale przemieszczeniowe

Prefabrykowane pale wbijane są znane i stosowane w Polsce od wielu lat. Można tu przypomnieć niektóre, charakterystyczne ich podziały i cechy. Wyróżniono następujące rodzaje:

– pale pełne o wymiarach przekroju poprzecznego od 25×25 do 40×40 cm, najczęściej do długości 18 m,

– pale w postaci rur z dnem zamkniętym i otwartym.

Pale prefabrykowane stosowano często w latach siedemdziesiątych w różnych rodzajach budownictwa. Później obserwowano wyraźny zastój. Nowe możliwości technologiczne i sprzętowe, kontakty z firmami zagranicznymi oraz konkurencyjne ceny spowodowały, że w ostatnich latach obserwujemy powrót pali prefabrykowanych do praktyki. O ich stosowaniu decydują następujące cechy (patrz również, Rybak Cz. i inni, 2002, Rybak Cz., Rybak J., 2003, Gwizdała, 2003):

– szybkość wykonania, 200 ÷ 350 m długości pali dziennie przy zastosowaniu jednej palownicy,

– znaczna długość pali, przy zastosowaniu pali łączonych do 40 m, – łatwość dostosowania aktualnej długości do lokalnych warunków gruntowych

(np. soczewki słabego gruntu, miejscowe przegłębienia), – zastosowanie wysokiej klasy betonu (B50) zapewnia dobrą sprężystość pala, wysoką

skuteczność wbijania, dużą trwałość i odporność na zarysowania, – wysokiej klasy beton zapewnia odpowiednią szczelność i mrozoodporność oraz odpor-

ność na agresywne działanie wody, gruntu, gazów oraz składowanych materiałów na składowiskach odpadów,

– „czysty” plac budowy bez wydobywania gruntów na powierzchnię i potrzeby ich wy-wiezienia, szczególnie gdy w podłożu zalegają namuły torfy, gytie, grunty zanieczysz-czone,

– stosunkowo niewiele sprzętu na budowie,

6

– możliwość wykonania pali nachylonych w dużym zakresie pochylenia, – możliwość bieżącej kontroli poprzez pomiar wpędu i lokalną weryfikację zagłębienia

w podłoże nośne, – możliwość bieżącej kontroli za pomocą wzorów dynamicznych i badań dynamicznych

(PDA), – wykonanie wstępnych badań nośności w celu optymalizacji liczby i długości pali z zas-

tosowaniem korelacji wyników badań z wzorów dynamicznych, badań dynamicznych oraz próbnych obciążeń statycznych pali,

– istnieje możliwość kontynuacji robót i obciążenia pali bezpośrednio po ich wbiciu w podłoże,

– dobra praca pali na siły wyciągające, nie ma obawy, że nie uda się doprowadzić zbroje-nia do końca pala,

– przejrzysta, klarowna możliwość kontroli dla nadzoru budowlanego, długość pala, przekrój, klasa betonu, wpędy, weryfikacja profilu geotechnicznego,

– praktycznie zupełna niezależność od warunków pogodowych, – stosowane obecnie płaskie obustronne zakończenie pala, ze symetrycznym zbrojeniem,

pozwala na dowolność w manewrowaniu i ustawiania pala pod kafarem, – wykorzystanie młotów hydraulicznych z osłoną dźwiękoszczelną w znacznym stopniu

ogranicza hałas oraz drgania w czasie wbijania, stwarzając możliwość wykonawstwa w terenie zabudowanym.

Powyższe zalety w dużej mierze zdecydowały, że obecnie prefabrykowane pale żelbetowe znalazły bardzo szerokie zastosowanie. Można tu wymienić (rys. 3 ÷ 8):

– budownictwo mieszkaniowe, obiekty biurowe, – budownictwo przemysłowe, konstrukcje hal i centrów handlowych, posadowień

posadzek, stacje paliw, – posadowienie podpór mostów, wiaduktów, estakad drogowych, – fundamentowanie nabrzeży, pirsów, torów poddźwigowych żurawi, stacji prób dźwi-

gów, suwnic, – budowa nasypów drogowych i kolejowych na słabym podłożu gruntowym, – posadowienia wież telefonii komórkowej, elektrowni wiatrowych, słupów energetycz-

nych, słupów sieci trakcji na kolei, ekrany osłonowe i dźwiękoszczelne, stacje transfor-matorowe,

– podpory tymczasowe wszelkiego rodzaju rusztowań gdzie wymagane są małe osia-dania.

Szerokie zastosowanie pali prefabrykowanych możliwe jest dzięki stosowanemu zakresowi przekrojów poprzecznych, odpowiednio od 20×20 cm do 40×40 cm co 5 cm oraz zróżnico-wanej długości. Obecnie w Polsce najczęściej stosowane są pale o przekroju 30×30 cm i długościach L = 6 m do L = 18 m oraz o przekroju 40×40 cm i długościach L = 6 m do L = 18 m. Zastosowanie pali łączonych stwarza możliwość bardzo różnorodnych konfiguracji o łącznej długości około 40 m.

Istnieje możliwość realizacji projektów specjalnych. Przykładowo w Wielkiej Brytanii zrealizowano projekt na palach o przekroju 60×60 cm i długości od 9,5 m do 18,0 m. Kilka przykładowych realizacji obiektów posadowionych na palach prefabrykowanych przedsta-wiono poniżej.

7

Rys. 3. Posadowienie budynku Rys. 4. Posadowienie wiaduktu drogowego mieszkalnego w Pruszczu Gdańskim w rejonie Obwodnicy Trójmiasta

Rys. 5. Posadowienie nasypu drogowego Rys. 6. Fundament Stacji Prób w ciągu autostrady A-2 w Gdańskiej Stoczni Remontowej

Rys. 7. Pale o przekroju 60×60 cm. Rys. 8. Wiadukt drogowy w Poznaniu Projekt zrealizowany w Wielkiej Brytanii posadowiony na 308 palach prefabrykowanych

8

Pale stalowe najczęściej stosowane są w budownictwie morskim oraz hydrotechnicznym. Pale z rur stalowych (zamkniętych i otwartych) o średnicach do 800 mm, długości do 36 m, pionowe oraz nachylone do 4:1 stosowane są w nabrzeżach, pirsach, jako elementy przystani, falochronów, jako kierownice śluz. Przykładowo zastosowano 2000 stalowych pali rurowych dla posadowienia Pirsu Rudowego w Porcie Północnym (rys. 9). Pale rurowe o średnicach 800 mm do 2500 mm, jako elementy pionowe, stosowane są głównie do urządzeń cumow-niczo – odbojowych.

Szerokie zastosowanie znajdują również pale łączone z elementów grodzic ścianek szczelnych. Dotychczasowe zastosowania w rejonie Gdańska, Szczecina oraz innych „małych” portów wskazują na wiele zalet pali stalowych, patrz np. Drążkiewicz, 1998. Sprawy korozji dla konstrukcji stalowych zostały również pomyślnie rozwiązane, patrz Hueckel (1974) oraz Gwizdała, Pinkowski (2003 i 2004).

Rys. 9. a) Stalowe pale rurowe pod Pirs Rudowy w Porcie Północym w Gdańsku.

b) Przykładowe profile skrzynkowe Pale Vibro-Fundex, Vibrex oraz Fundex Należą do pali w pełni przemieszczeniowych wykonywanych w gruncie, bez wydobywania gruntu na powierzchnię. Najczęściej stosowane średnice trzonu φ 400 mm oraz φ 700 mm, średnice „gubionej” podstawy stalowej φ 500 mm do φ 800 mm, długości do 25 m, nachylenie do 5:1.

Wykonawstwo polega na wbiciu stalowej rury ze szczelną podstawą za pomocą młota spalinowego lub hydraulicznego. Następnie do suchego wnętrza rury wprowadza się zbroje-nie i wypełnienia rurę betonem. Wyciągnięcie rury wibratorem powoduje zagęszczenie betonu oraz dobre zespolenie trzonu pala z podłożem. Pozostawienie stalowej podstawy w podłożu zapewnia duży opór przy małych osiadaniach, już w początkowych fazach obciążenia. Pale Vibro-Fundex charakteryzują się bardzo korzystną charakterystyką tzn. dużą nośnością przy małych osiadaniach. Zastosowanie młotów spalinowych lub hydraulicznych znacznie zredukowało drgania przekazywane poprzez podłoże na konstrukcje. Pale tego rodzaju wykonywano np. w Gdańsku zamiennie za pale Franki (technologia pali Franki powodowała spękania ceglanych sklepień w kościele), zamiennie za pale wielkośrednicowe z iniekcją pod podstawę w gęsto zabudowanym terenie EC II w Gdańsku, wykonywano na terenie Portu Gdańsk (Nabrzeże Oliwskie) w odległości kilku metrów od krawędzi nabrzeża oraz istnieją-cych magazynów. Technologia pali Vibro-Fundex obejmuje 3 pierwsze fazy, patrz rys. 10.

a) b)

9

Rys. 10. Technologia wykonywania pali Vibrex

Rys. 11. Krzywe osiadania pali Vibrex wykonanych w trudnych warunkach gruntowych

a)

b)

10

Dalszym rozwinięciem tej technologii są pale Vibrex, patrz rys. 10, dodatkowo faza 3, 4 i 5. W fazie 3 rurę, przy jednoczesnym wibrowaniu, podciąga się na wysokość od 1,5 m do 3,0 m. Następnie uzupełnia się całkowicie rurę betonem i wbija powtórnie do poprzedniej głębokości, powodując poszerzenie podstawy i dogęszczenie podłoża. Operacja powtórnego dobijania może być powtarzana kilkakrotnie, z dobijaniem na coraz mniejsze głębokości co umożliwia formowanie poszerzonego trzonu pala na określonej długości. Pale wykazują bardzo dobrą nośność przy bardzo małym osiadaniu. W referacie (Tejchman, Gwizdała, Krasiński, Brzozowski, 1997) przedstawiono wyniki badań pali Vibrex dla bardzo mocno obciążonych fundamentów. Dla wszystkich pali uzyskano krzywe osiadania wskazujące na bardzo dobrą pracę pali w podłożu, nawet w trudnych warunkach gruntowych, rys. 11.

Należy dodać, że pod nazwą Fundex znane są również pale przemieszczeniowe, bez drgań i wibracji, w których rura jest wkręcana i wciskana. Do pogrążania rury wykorzystuje się siłę nacisku do 200 kN oraz moment obrotowy 120 kNm do 500 kNm. Pale wykonywane bez wydobywania gruntu na powierzchnię dogęszczają podłoże oraz wykazują korzystną charakterystykę obciążenie – osiadanie.

2.2. Pale wykonywane bez rur osłonowych Istotny przełom w technologii wykonawstwa nastąpił w momencie wprowadzenia pali formowanych świdrem ciągłym lub świdrem osadzonym na rurowym przewodzie rdzenio-wym, bez zastosowania orurowania, z częściowym lub całkowitym rozpychaniem gruntu na boki (dogęszczaniem). W ostatnich latach wprowadzono do praktyki wiele różnych, zbliżo-nych technologii, w których wykorzystano bardzo podobne zasady.

Uwzględniając obecne kierunki rozwoju w tej grupie, współczesne technologie powinny charakteryzować się następującymi cechami:

– pewnością wykonania, dobrym zespoleniem pobocznicy i podstawy pala z podłożem gruntowym, ciągłością wykonania bez przerw i przewężeń,

– pełnym przemieszczaniem gruntu na boki z jego zagęszczeniem. Przemieszczany grunt winien pozostać w podłożu. W ten sposób grunty zanieczyszczone, grunty nawodnione i miękkoplastyczne nie stwarzają dodatkowych problemów na placu budowy związa-nych z ich neutralizacją lub wywozem. W powyższym kontekście możemy mówić o technologiach ekologicznych nie naruszających naturalnej równowagi. W każdym przypadku należy sprawdzić wytrzymałość na ścinanie gruntu słabego aby w czasie betonowania nie spowodować ucieczki świeżego betonu do warstwy słabonośnej. Jako granicę w PN-EN 1536:2001 przyjęto wytrzymałość na ścinanie Su ≤ 15 kPa,

– krótkim czasem wykonania jednego pala, przyjmując, że nie powinien być dłuższy od 15 do 30 minut,

– brakiem drgań, wstrząsów i hałasu, co jest szczególnie istotne w gęstej zabudowie miejskiej zarówno ze względu na istniejące obiekty jak i ludzi przebywających w bez-pośrednim sąsiedztwie placu budowy,

– w przypadkach gdy wynika to z warunków konstrukcyjnych, możliwością wprowa-dzenia zbrojenia na części lub całej długości pala, z zapewnieniem wymaganej otuliny (dla pali pionowych i ukośnych),

– zapewnieniem wymaganej klasy betonu pod względem wytrzymałości, szczelności i mrozoodporności, szczególnie w coraz częściej spotykanym agresywnym ośrodku gruntowym i wodnym,

– możliwością pokonania dużych oporów w gruncie przy wierceniu (np. przewarstwień żwirowych).

11

W ostatnich latach przedstawiono wiele referatów szczegółowych omawiających istotne różnice pomiędzy poszczególnymi rozwiązaniami. Poniżej przedstawiono jedynie krótką charakterystykę niektórych pali z omawianej grupy.

Pale CFA (Continous Flight Auger Piles), formowane świdrem ciągłym (rys. 12). Techno-logia powszechnie stosowana w Polsce. W publikacjach krajowych wcześniej nazywana FSC (Formowane Świdrem Ciągłym). Obecnie istnieje możliwość wykonania pali o średnicy od 0,4 m do 1,0 m (dla 1,2 m napotyka się duże trudności) oraz w zależności od warunków gruntowych długości do 30 m. Wykonawstwo polega na wwierceniu w grunt ciągłego świdra ślimakowego na pełną długość pala. W czasie pogrążania świdra grunt jest częściowo rozpychany na boki, a częściowo wynoszony na powierzchnię terenu. W czasie podciągania świdra, przez przewód rdzeniowy, tłoczony jest pod ciśnieniem beton. Specjalnie dobrana mieszanka betonowa powinna całkowicie wypełniać przestrzeń pod świdrem. Bezpośrednio po betonowaniu wprowadza się zbrojenie. Cały proces powinien być kontrolowany, a dla każdego pala należy sporządzić metrykę. Wieloletnie doświadczenia wskazują, że w praktyce popełnia się wiele błędów. Problemy te były wielokrotnie omawiane w publikacjach.

Rys. 12. Wykonawstwo pali CFA

Przykład wpływu wykonania pali CFA na stan podłoża przedstawiono dla pali φ 750 mm o długości L = 15,0 m dla różnych odległości od osi pala, rys. 13 i 14. Od powierzchni terenu zalegają nasypy, poniżej piaski drobne średniozagęszczone, dalej piaski gliniaste i gliny piaszczyste twardoplastyczne (IL ≈ 0,15) a przy podstawie również piaski gliniaste i gliny piaszczyste na granicy półzwartych (IL ≈ 0,0). Przedstawiono wyniki sondowań po wykona-niu pali (w czasie wykonawstwa pali obserwowano wynoszenie piasku na powierzchnię terenu) dla podłoża naturalnego, profilu w środku grupy czteropalowej oraz pomiędzy grupami pali, obserwując znaczne rozluźnienie piasku.

12

4.10 m

1.50

1.5

0

4.10 m4.10 m

CPTU 2

CPTU 3

CPTU 1

pale CFA, 750 mm�

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

opór na stożku qc [MPa]

zagłęb

ieni

e [m

]

CPT 1

CPT 2

CPT 3poziom odniesienia "0" = 117,250 m

Rys. 13. Plan palowania fundamentu Rys. 14. Wyniki badań sondą wciskaną Pale STARSOL, generalnie odpowiadają technologii CFA z początkowym podciąganiem świdra. Po osiągnięciu wymaganej głębokości, w początkowej fazie tłoczenia betonu podciągany jest tylko świder ślimakowy, a końcówka przewodu rdzeniowego dociskana jest do gruntu pod podstawą pala, przeciwdziałając jego rozluźnieniu. Parametry pali: typowe średnice od 0,4 m do 1,0 m oraz długości do 30 m, rys. 15.

Rys. 15. Technologia wykonania pali STARSOL

13

Pale PCS LAMBDA, zastosowano rurę rdzeniową świdra o większej średnicy, stosunek jej średnicy do średnicy pala wynosi około 0,80 (rys. 16). Istnieje stosunkowo duża łatwość wprowadzenia zbrojenia do wnętrza rury przed podaniem betonu. Technologia zalecana dla pali gdzie wymagana jest gruba i pewna otulina zbrojenia, pewność doprowadzenia zbrojenia do końca pali, dla pali ukośnych ze zbrojeniem (zależnie od sprzętu: nachylenia do 3:1). W rozpatrywanej technologii można uzyskać dobre dogęszczenie podłoża przy małej ilości transportowanego gruntu do powierzchni. Stosowane średnice 0,4 m, 0,5 m i 0,6 m, długości do 33 m, duże nośności pali.

Rys. 16. Technologia wykonania pali PCS LAMBDA Rys. 17. Wiertnica pali CFP (Ground Engineering, June 1998)

Pale CFP (Cased Flight Auger Piles) są połączeniem pali CFA i tradycyjnych pali wierco-nych. Wiertnica wyposażona jest w dwie niezależnie obracające się głowice, jedna z nich obraca świder, a druga rurę osłonową. Metoda wykonania polega na jednoczesnym wkręcaniu rury osłonowej i ciągłego świdra ślimakowego. Kierunki obrotu świdra ślimakowego i rury osłonowej są przeciwne. Gdy formowany jest pal o długości większej niż całkowita długość rury osłonowej, zostaje ona zatrzymana, a świder samodzielnie osiąga projektowaną głębo-kość. Betonowanie przebiega podobnie jak poprzednio, a zaletą tymczasowego rurowania jest większa pewność wykonania pala oraz lepsze prowadzenie zbrojenia przy jego wciskaniu w beton, szczególnie przy palach ukośnych, rys. 17.

Pale OMEGA, specjalna konstrukcja świdra (rys. 18) powoduje pełne przemieszczenie gruntu na boki z dogęszczeniem podłoża w czasie wkręcania i podnoszenia świdra (rys. 19). Zmienna średnica i zróżnicowany skok świdra przyczyniają się do zagęszczania podłoża oraz umożliwiają pokonanie dużych oporów (np. przewarstwienia żwirowe czy nawet kamieniste). Odwrotne ustawienie łopatek górnej części świdra powoduje, że przy jego podnoszeniu (obroty w tę samą stronę, co przy zagłębieniu) następuje wtórne rozpychanie i dogęszczenie podłoża, bez przemieszczenia gruntu na powierzchnię. Charakterystyka geometryczna: średnica od 310 do 610 mm, maksymalna długości do 32 m, nachylenie w zależności od warunków gruntowych i stosowanego sprzętu do 3:1. W wykonawstwie wykorzystuje się maszyny o dużej sile nacisku na świder i momencie obrotowym. Pale charakteryzują się

14

korzystną zależnością obciążenie-osiadanie. Na rys. 21 przedstawiono porównywalne krzywe osiadania dla pala Omega oraz prefabrykowanego pala wbijanego z wyraźnie korzystniejszą charakterystyką pala Omega.

Rys. 18. Konstrukcja świdra pali OMEGA

Rys. 19. Technologia wykonania pali OMEGA Rys. 20. Technologia wykonania pali CG OMEGA Pale CG OMEGA (Compaction Grounting Omega), rys. 20 Charakteryzują się dodatkowym, wtórnym pogrążeniem świdra w świeżym betonie, umożliwiającym poszerzenie podstawy pala oraz pobocznicy – na wybranej długości. W ten sposób można optymalnie wykorzystać nośność uwarstwionego podłoża, szczególnie dla układu warstw o bardzo zróżnicowanej nośności.

15

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

obciążenie Q [kN]os

iada

nie

s [

mm

]

pal Omega, D=0.41m, L=14.0m

pal Omega, D=0.41m, L=8.2m

pal prefabrykowany, 0.35x0.35m, L=7.7m

Rys. 21. Krzywe osiadania oraz warunki geotechniczne dla pali Omega

oraz prefabrykowanego pala wbijanego Pale ATLAS, wkręcane w grunt z wciskaniem, betonowane na sucho, z pełnym przemiesz-czaniem gruntu w podstawie i na pobocznicy, wykonywany bez przemieszczania gruntu do powierzchni (rys. 22 i 23). Wciskanie i obroty na kolejnych etapach wykonania pala powo-dują powstanie karbowanej pobocznicy. Odpowiednia średnica wewnętrzna i zewnętrzna (przyjmowana do obliczeń nośności) wynosi (w cm): 36/53, 41/61, 46/67, 51/72 oraz 56/81.

Rys. 22. Technologia wykonania pali ATLAS

16

Główne parametry maszyny to moment obrotowy 400 kNm oraz nacisk pionowy do 800 kN. Pale charakteryzują się bardzo dobrą pracą w podłożu gruntowym. Na rys. 24 przedstawiono dwie przykładowe krzywe osiadania. Pale wykonano w tym samym rejonie geotechnicznym. Podstawa pala krótszego (nr 61 o długości L = 11 m) pogrążona jest w piasku natomiast pala dłuższego (nr 126 o długości L = 16 m) zagłębiona jest w gliny piaszczyste/piaski gliniaste (rys. 25).

Rys. 23. Odkopany pal ATLAS oraz widok wiertnicy

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500

Obciążenie Q [kN]

Osi

adan

ie s

[m

m]

Pal Nr 61, 58/81cm, L = 11,0 m (CPT 4)

Pal Nr 126, 58/81cm, L = 16,0 m (CPT 1)

Rys. 24. Przykładowe krzywe osiadania pali ATLAS

17

Rys. 25. Sondowania w rejonie wykonania pali Atlas: a) CPT 1 - pal nr 126, b) CPT 4 - pal nr 61

Pale SDP BAUER BG (Soil Displacement Piles) wykazują wszystkie pozytywne cechy określone na początku tego punktu, rys. 26. W czasie pogrążania i podnoszenia świdra następuje pełne dogęszczenie podłoża bez wynoszenia gruntu na powierzchnię. Betonowanie i pogrążanie zbrojenia jest identyczne jak poprzednio. Stosowane średnice pala: 400 mm, 500 mm, 600 mm, długości pali od 10 m do 28 m, wymagany moment obrotowy maszyny odpowiednio 150 kNm, 220 kNm, 250 kNm. W zależności od warunków gruntowych i orga-nizacji placu budowy można osiągać bardzo dobre tempo prac (np. od 10 do 13 min./pal).

Rys. 26. Technologia SDP Bauer BG (Product Information, Bauer, 42/2003)

Na podobnej zasadzie oparte są również inne stosowane świdry, np. Vibex III w Niemczech oraz Świder Rozporowy stosowany przez jedną z Firm z Gdańska.

a) b)

18

2.3. Pale wiercone z iniekcją pod podstawą i na pobocznicy

Wykonawstwu pali wierconych, z wydobywaniem gruntu, zawsze towarzyszy pewne odprężenie podłoża, zmiana stanu naprężeń pionowych i poziomym oraz w konsekwencji rozluźnienie gruntu. Dotyczy to szczególnie klasycznych wierconych pali wielkośrednico-wych niezależnie od stosowanej technologii. Stan zmiany naprężeń oraz stopień rozluźnienia zależy od wielu czynników, między innymi od:

– zastosowanej technologii, wykorzystania rur obsadowych lub zabezpieczenia statecz-ności ścian za pomocą zawiesiny bentonitowej,

– rodzaju gruntu, pierwotnego stanu gruntu oraz stopnia przekonsolidowania podłoża, – przestrzegania odpowiednich zasad wiercenia, jak wyprzedzanie rury poniżej aktualne-

go poziomu dna otworu, utrzymywanie nadciśnienia wody wewnątrz rury, itd., – właściwego tempa prac w czasie wiercenia i betonowania pala, – rodzaju użytych narzędzi wiertniczych, – dokładności oczyszczenia dna otworu wiertniczego.

Na podstawie badań terenowych jednoznacznie stwierdzono, że mobilizacja oporu poboczni-cy i podstawy występuje przy różnych wielkościach osiadań (patrz rys. 2). Wymagane osiadania dla mobilizacji oporu podstawy, rzędu 5% do 10% średnicy pala nie są akceptowal-ne dla pracy konstrukcji w zakresie roboczych obciążeń pali. Dotyczy to szczególnie funda-mentów o dużych powierzchniach (płyty, ruszty), budowli wysokich typu wieżowego czy uciąglonych obiektów wieloprzęsłowych (np. podpory mostów).

Jedną z metod poprawy pracy pala głównie w sensie zmniejszenia osiadań oraz zwiększe-nia nośności jest wykonanie iniekcji pod i wokół pala. Na rys. 27 przedstawiono zasadę zmiany charakterystyki obciążenie-osiadanie. Szczególnie istotne znaczenie ma jak najszyb-sza pełna, mobilizacja oporu podstawy. Można to uzyskać przez wstępne naprężenie gruntu bezpośrednio pod podstawą, po wykonaniu pala. Idea takich zabiegów została wykorzystana już dość dawno. Ciągle jednak stosowane są nowe rozwiązania szczegółowe zmierzające do uproszczeń wykonawczych oraz zapewnienia pewności wykonania przy wykorzystaniu nowych materiałów i możliwości technologicznych.

Rys. 27. Krzywa obciążenie - osiadanie dla pala wielkośrednicowego w piasku

19

Poniżej, na rysunkach od 28 do 34 przedstawiono niektóre instalacje tego rodzaju stosowane w różnych krajach.

Rys. 28. Komora iniekcyjna zastosowana przy budowie mostu przez jezioro Marcacaibo w Wenezueli

(Kerisel, Simons, 1962)

Rys. 29. Komora iniekcyjna zastosowana przy budowie mostu przez rzekę Parana w Brazylii (Tomlinson, 1994)

20

Rys. 30. Koncepcje komór ciśnieniowych (Seitz i Schmidta, 2000)

Rys. 31. Instalacja do iniekcji bezpośredniej zastosowana przy budowie urzędu

Blackwall Yard w Londynie (Tomlinson, 1994)

21

Rys. 32. Metoda iniekcji bezpośredniej opracowana przez IBDiM

(Kłosiński, Szymankiewicz, 2000; Szymankiewicz 2004)

Rys. 33. Sztywna komora iniekcyjna stosowana w Polsce (Jarominiak, 1992)

22

Rys. 34. Komora elastyczna z geotkaniny półprzepuszczalnej, stosowana w Polsce,

opracowana w Katedrze Geotechniki Politechniki Gdańskiej (Bolt, Byczkowski, Gwizdała, Przewłócki, Tejchman – Patent Nr P.342724)

Rys. 35. Widok komory opracowanej w Katedrze Geotechniki Politechniki Gdańskiej

a) pale φ 1200 mm, L = 18 m b) pale φ 1800 mm, L = 30 m Szczegóły konstrukcyjne, technologiczne, możliwości stosowania oraz uzyskane wyniki wynikające z zastosowania komory elastycznej według opracowania Katedry Geotechniki Politechniki Gdańskiej były wielokrotnie przedstawiane w publikacjach. Technologię tę stoso-wano i stosuje się obecnie na wielu obiektach, między innymi: Estakada im. E. Kwiatkow-skiego w Gdyni, Most wantowy w ciągu ulicy Sucharskiego w Gdańsku, Most Siekierkowski w Warszawie (dojazdy), Obwodnica Wolina, Autostrada A-2, Wiadukty nad Wałem Miedze-szyńskim, Most przez Regalicę w Szczecinie, Most przez rzekę Parnicę w Szczecinie, Wiadukt węzła „Zakopiańska” w Krakowie, Most przez rzekę Brda (Węzeł Zachodni w Byd-goszczy, Etap I 2a i Etap I 3a), Most nad Wisłą w Kiezmarku – Droga krajowa nr 7,

a) b)

23

Obwodnica Trójmiasta (wiadukt nr 4A i 4B), Gdańsk Kokoszki – wiadukt na bocznicą kole-jową – baza CPN, Droga Krajowa Nr 51 – Obwodnica Barcikowa, Wiadukt Nad Linią Kolejową Starogard Gdański – Skórcz, Posadowienie Mostu Milenijnego we Wrocławiu, itd. Przykładowe porównanie krzywych osiadania dla pali z iniekcją i bez iniekcji przedstawiono na rys. 36. Wszystkie pale z iniekcją wykazują znacznie korzystniejszą charakterystykę obciążenie-osiadanie. Obecnie wykonywane są szerokie prace analityczne zmierzające do oceny wpływu iniekcji pod podstawą oraz teoretycznego opisu zjawisk z wykorzystaniem wyników próbnych obciążeń statycznych i dynamicznych. Należy dodać, że omawianą tech-nologię z bardzo dobrym skutkiem stosowano również dla iłów pęczniejących, pali wielko-średnicowych z powiększoną podstawą oraz w spękanych skałach.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Obciążenie Q [kN]

Osi

adan

ie s

[mm

]

09/01/05 - bez iniekcji (Po ID=0,80)09/01/29 - z iniekcją (Po ID=0,80)09/02/22 - z iniekcją (Ps ID=0,80)09/06/42 - z iniekcją (Po ID=0,77)09/06/45 - z iniekcją (Po ID=0,77)

09/07/61 - z iniekcją (Po ID=0,77)

Zestawienie wyników SPLT – Most przez Regalicę w Szczecinie

Pinkowski 2004 Rys. 36. Przykładowe porównanie krzywych osiadania dla pali z iniekcją i bez iniekcji

Z bardzo dobrymi wynikami stosowano również iniekcję wzdłuż pobocznicy pala powodującą znaczny wzrost oporów. Wykonanie iniekcji na pobocznicy pala w gruntach luźnych powo-duje w przybliżeniu nawet podwójny wzrost oporów, dając trwały wzrost nośności. Natomiast w gruntach spoistych należy oczekiwać, że odkształcenia pełzające mogą częściowo reduko-wać początkowe efekty naprężenia (Seitz, Schmidt, 2000). Przykłady instalacji do iniekcji pobocznicy przedstawiono poniżej.

Instalacja składa się z rurek z tworzywa sztucznego o średnicy 21/5 mm, mocowanych do wewnętrznej strony kosza zbrojeniowego, rys. 37. Przyjmuje się orientacyjnie, że jedna man-szeta wystarcza na około 4 m2 pobocznicy pala. W czasie próbnych obciążeń statycznych po wykonaniu iniekcji w piaskach uzyskano opory na pobocznicy do 150 kPa, odniesione do obliczeniowej pierwotnej średnicy pala.

24

Rys. 37. Instalacja do iniekcji powierzchniowej stosowana w Niemczech (Seitz, Schmidt, 2000)

Inne możliwości wykonania iniekcji dla pali wbijanych przedstawiono na rys. 38 i 39 (Tomlinson, 1994 oraz firma Franki).

Rys. 38. Instalacja do iniekcji pobocznicy pali wbijanych firmy Solmarine (Tomlinson, 1994)

25

Rys. 39. Stalowe pale wbijane z iniekcją, firmy Franki (www.franki.pl)

Dwa kolejne przykłady iniekcji przedstawiono na rys. 40 dla pali wkręcanych z równoczes-nym wciskaniem, typu Tubex (technologia wielokrotnie opisywana w literaturze) oraz dla mikropali wciskanych, rys. 41 (Świeca, 2001).

Rys. 40. Pale TUBEX z iniekcją pobocznicy (Energopol S.A.)

26

Rys. 41. Mikropale wciskane z iniekcją zastosowane przy wzmocnieniu fundamentu

w zakładach Procter & Gamble w Warszawie (Świeca, 2001) Przykład połączenia iniekcji pod podstawą i na dolnej części pobocznicy pala, zrealizowanej w bardzo trudnych warunkach gruntowych dla pali wierconych o średnicy 1,8 m (w celu przeniesienia bardzo dużych obciążeń i uzyskania znaczącej redukcji osiadań) przedstawiono na rys. 42 (Tinke, Kruijff, 1994). Uzyskano zadowalające wyniki, oceniając wykonane prace na podstawie metryk wykonania pali, parametrów iniekcji oraz sondowań statycznych.

Rys. 42. Metoda firmy Franki zastosowana w Holandii (Tinke, Kruijff, 1994)

27

2.4. Pale (kolumny) wykonane w technologii iniekcji strumieniowej (jet grouting)

Pale (kolumny) wykonywane są w technologii iniekcji strumieniowej (technologia była wie-lokrotnie opisywana w literaturze). Wykorzystywane są najczęściej do wzmocnienia istnieją-cych fundamentów, rzadziej jako fundament głęboki pod nowe obiekty. Przykładowe zastoso-wania pali jet grouting (patrz również P. Kościk, 2004):

– do wzmocnienia istniejących fundamentów, posadzek, płyt: Centrum Handlowe w Kra-kowie, Zamek Królewski w Warszawie, Zakłady Wrigley w Poznaniu, Most Kolejowy w Świdnicy, Wzmocnienie Fundamentów Szpitala w Warszawie, Wzmocnienie Posado-wienia Płyty Wypadowej Jazu Krzywaniec, „Dwór Młyniska” w Gdańsku,

– w obiektach nowo budowanych: Budynek Służb Granicznych w Kostrzynie, Budynek Administracyjny w Rzeszowie, Obiekty Dydaktyczne w Słubicach, Budynki Mieszkal-ne we Wrocławiu, Warszawie i Świnoujściu, Budynek Administracyjny w Grudziądzu, Zbiorniki Kompani Piwowarskiej w Poznaniu, Fundament Fabryki Papieru w Szczeci-nie.

Pale wykonywane w Polsce charakteryzują się najczęściej średnicami φ 400 ÷ 1000 mm oraz długościami L = 4 ÷ 12 m, ciśnieniem iniekcji 20 ÷ 50 MPa.

W wyniku specyfiki technologii iniekcji strumieniowej otrzymujemy pale charakteryzujące się dużymi oporami na pobocznicy. Udział oporu pobocznicy jest dominujący w przenoszeniu obciążeń. Zagadnienia te są analizowane między innymi w pracach Żmudziński, Motak, 1995, Gwizdała, Motak, 1996, 1997. W tablicy 1 zestawiono zalecane opory na pobocznicy pali jet-grouting oraz porównano je z wartościami dla pali wierconych wg PN-83/B-02482. Należy zwrócić uwagę, że opory te są około 2 razy większe od wartości dla pali wierconych. Powoduje to, że pale jet-grouting wykazują korzystną charakterystykę obciążenie – osiadanie, przenosząc 70% do 85% obciążeń przez pobocznicę. W analizie krzywej osiadania należy zwrócić uwagę na większe skrócenie własne trzonu pala (tworzywo cemento-grunt plus zbrojenie) niż obserwowane w klasycznych palach żelbetowych.

Tablica 1. Wartości charakterystyczne jednostkowego oporu tarcia t(n) na pobocznicy pali w gruntach spoistych. Pale iniekcyjne i nieiniekcyjne

Wartości charakterystyczne t(n) w kPa zależne od stopnia plastyczności gruntu IL

Rodzaj pala, rodzaj gruntu,

źródło informacji <0 0 0,25 0,5 0,65 0,75

PALE INIEKCYJNE (JET GROUTING)

A Propozycja Żmudziński, Motak 1995: – gliny, piaski gliniaste – gliny zwięzłe, iły (niepęczniejące) – pyły, pyły piaszczyste

135 125 110

110 100 85

80 70 75

50 40 35

30 25 20

18 14 9

PALE NIEINIEKCYJNE

B PN-83/B-02482: – gliny, piaski gliniaste – gliny zwięzłe, iły – pyły piaszczyste

95 95 65

50 50 30

31 38 23

21 25 16

14 17 11

13 11 7

STOSUNEK A/B

C – gliny, piaski gliniaste – gliny zwięzłe, iły – pyły piaszczyste

1,42 1,32 1,69

2,20 2,00 2,83

1,95 1,84 3,26

1,61 1,60 2,19

2,14 1,47 1,82

1,38 1,27 1,29

28

2.5. Mikropale

Do nowoczesnych technik fundamentowania na palach należy niewątpliwie zaliczyć mikro-pale. Przyjmuje się, że średnica mikropali nie przekracza 300 mm. Ideą mikropali jest wpro-wadzenie w podłoże gruntowe elementów o średnicy rzędu 50 do 150 mm, a następnie wyko-nanie techniką iniekcji (zastrzyku cementowego) na określonej długości, odcinka nośnego (buławy) ściśle zespolonego z podłożem gruntowym. Istnieje wiele rozwiązań szczegółowych przynależnych do poszczególnych wykonawców. Mikropale wykazują dobrą pracę w podłożu i mogą przenosić znaczne obciążenia. Jest to bardzo szeroki temat i ze względu na swoją specyfikę wymaga oddzielnego opracowania. Istnieje bogata literatura w tym zakresie, również w języku polskim (Kłosiński, 1988; Najder, 2003; Żmudziński, 1988; Szymankie-wicz, Gawor, Kłosiński, 1994; oraz prEN 14199:2001, Mikropale).

3. Obliczenia nośności pali i fundamentów palowych

Istotne zagadnienie w projektowaniu fundamentów palowych stanowi prawidłowe obliczenie oddziaływań (obciążeń) na poszczególne pale. Obecnie znanych jest wiele metod wyzna-czania sił w palach. Zastosowanie odpowiedniej metody będzie zależało od wielu elementów. Między innymi należy uwzględnić następujące czynniki:

– wielkość i ważność budowli, – sztywność fundamentów lub całej budowli, – rzeczywista sztywność podpór palowych (w kierunku pionowym i poziomym)

z uwzględnieniem wpływów pali i fundamentów sąsiednich, – powyższe czynniki wymuszają wzajemny proces interakcji pomiędzy palami a kon-

strukcją, – sposób zamocowania głowic pali w fundamencie, – sposób zamocowania a dokładniej przekazania obciążeń z pali na podłoże gruntowe,

co najmniej z zastosowaniem sprężysto-plastycznego modelu gruntu, – przestrzenny charakter pracy ustroju palowego.

W praktyce inżynierskiej stosowane są zarówno metody uproszczone jak i metody numerycz-ne, w tym również z wykorzystaniem metody elementów skończonych. Zagadnienia te zostały szczegółowo omówione między innymi w pracy Krasińskiego (2004) i nie będą tutaj dalej rozwijane.

W najbliższych latach będzie obowiązywał system projektowania według Norm Europej-skich. W odniesieniu do omówionych tu zagadnień będą obowiązywały zasady projektowania geotechnicznego, według Eurokodu 7.

Szczegółowe zapisy dla obliczeń można znaleźć między innymi w pr EN 1997-1:2004 Eurokodzie 7, PN-EN 1990:2004 oraz w publikacjach (Lewicki, 2004; Kłosiński, 2004). Zagadnienia te będą również rozwijane w innym referacie na obecnej Konferencji. Szczegółowe zapisy, współczynniki i ich kombinacje oraz podejścia obliczeniowe zostaną zatem pominięte w niniejszym referacie. Dla wygody rozumienia poruszanej problematyki przez czytelnika zostaną przypomniane jedynie generalne metody i zasady obliczeń.

Zgodnie z Eurokodem 7 wyróżnia się cztery metody projektowania: – na podstawie obliczeń analitycznych, pół-empirycznych oraz modeli numerycznych, – ustalenie wymagań według przepisów, ustalone przez poszczególne kraje, – z wykorzystaniem wyników modeli doświadczalnych lub próbnych obciążeń, – postępowanie metodą obserwacyjną, z ciągłą weryfikacją podczas budowy.

29

Przyjęto koncepcję obliczeniowego wykazania niezawodności konstrukcji metodą stanów granicznych, wyróżniając stan graniczny nośności (SLS) oraz stan graniczny użytkowalności (SLS).

W projektowaniach geotechnicznych, zgodnie z Eurokodem 7, sformułowano następujące stany graniczne nośności:

EQU – utrata równowagi budowli lub podłoża traktowanych jako ciało (bryła) sztywna, STR – zniszczenie wnętrza lub nadmierne odkształcenie konstrukcji lub elementów

konstrukcji, w tym stóp fundamentowych, pali, ścian części podziemnej, GEO – zniszczenie lub nadmierne odkształcenie podłoża, gdy istotne znaczenie dla

konstrukcji ma wytrzymałość podłoża lub skały, UPL – utrata równowagi budowli lub podłoża na skutek wyparcia wody, HYD – wyparcie w podłożu spowodowane gradientami hydraulicznymi.

W interesujących nas stanach STR i GEO powinien być spełniony warunek stanu granicznego (patrz Eurokod 7, p. 2.4.7.3):

Ed ≤ Rd (1)

gdzie: Ed – obliczeniowe efekty (skutki) oddziaływań, Rd – obliczeniowe opory lub nośności.

W stanach STR i GEO wprowadzono trzy różne podejścia obliczeniowe: DA1, DA2, DA3, różniące się rozkładem współczynników pomiędzy oddziaływaniami, skutkami oddziaływań oraz właściwościami i wytrzymałością materiałów. W stanach granicznych użytkowalności (SLS) należy sprawdzić czy:

Ed ≤ Cd (2)

gdzie: Ed – wartość obliczeniowa elektów oddziaływań użytkowalności, dla odpowiedniej

kombinacji oddziaływań, Cd – graniczna wartość obliczeniowa, odpowiedniego kryterium użytkowalności.

Przyjęto trzy kombinacje oddziaływań dla stanów granicznych użytkowalności: – kombinacja charakterystyczna, – kombinacja częsta, – kombinacja quasi – stała.

Projektowanie fundamentów palowych omówiono szczegółowo w p. 7 Eurokodu 7. Zgodnie z zaleceniami Eurokodu 7 (p. 7.4.1) projektowanie fundamentów palowych powinno odby-wać się przy wykorzystaniu jednego z następujących podejść:

– na podstawie wyników próbnych obciążeń statycznych, – na podstawie empirycznych lub analitycznych metod obliczeniowych, których wiary-

godność została potwierdzona przez próbne obciążenia statyczne w porównywalnych warunkach,

– na podstawie wyników pomiarów dynamicznych, gdy wiarygodność ich wykorzystania została potwierdzona przez próbne obciążenia statyczne w porównywalnych warun-kach,

– na podstawie obserwacji i pomiarów terenowych dla porównywalnych fundamentów palowych w porównywalnych warunkach gruntowych.

30

Należy podkreślić, że podstawową metodą projektowania pali są próbne obciążenia statyczne. W dalszej kolejności uszeregowano metody empiryczne i analityczne, próbne obciążenia dynamiczne (nie wzory dynamiczne) oraz porównywalne dane doświadczalne.

Ponadto, należy rozpatrywać zachowanie się pali pojedynczych i w grupie oraz sztywność i wytrzymałość konstrukcji zwieńczającej pale.

Dalsze szczegółowe zapisy odnoszące się do powyższych 4 metod sankcjonują współczyn-niki korelacyjne oraz współczynniki cząstkowe będące funkcją zastosowanej metody projek-towania. Bardzo popularny i najczęściej stosowany obecnie w praktyce projektowej, tzw. wzór statyczny (patrz PN-83/B-02482) wykorzystujący wyniki badań podłoża, a w dalszej konsekwencji jednostkowe opory pod podstawą pala q, oraz jednostkowe opory na pobocz-nicy pala t, ma znaczenie pomocnicze.

W Eurokodzie 7 nie ma szczegółowych metod określania wartości q oraz t. Dla praktyki projektowej w przyszłości podstawowe znaczenie będą miały Załączniki Krajowe. W Polsce istnieją wieloletnie doświadczenia ze stosowania PN-83/B-02482. Oczywiście wielokrotnie już pisano o aktualizacji, rozszerzeniu i nowelizacji odpowiednich zapisów „normy palowej”. Należy zwrócić uwagę, że w ostatnich latach wykonano wiele różnych badań terenowych dla pali nowych technologii, wykonano już badania dynamiczne (PDA i DLT, patrz następny punkt), istnieją pewne wytyczne i współczesna literatura techniczna.

Szczególną uwagę chciałbym zwrócić na wykorzystanie wyników badań in situ, a w tym testu statycznej penetracji (CPT, CPTU) badań za pomocą sond dynamicznych (DPL, DPM, DPH, DPSH, SPT) badań presjometrycznych (PMT) oraz badań dylatometrycznych (DMT). Racjonalne i bezpieczne wykorzystanie odpowiednich zależności korelacyjnych powinno wykorzystywać rzetelną analizę statystyczną (w tym np. estymację parametrów, weryfikację stawianych hipotez statystycznych, analizę regresji wielokrotnej do oceny wpływu paramet-rów istotnych), patrz między innymi prace (Stęczniewski, Gwizdała, 2003, 2004; Stęczniew-ski, 2003).

Wymienione powyżej próbne obciążenia statyczne oraz badania dynamiczne zostaną szczegółowo omówione w dalszej części referatu.

4. Przemieszczenia pali i fundamentów palowych, stan graniczny użytkowalności

Bardzo skromnie w Eurokodzie 7 zostały przedstawione obliczenia przemieszczeń pionowych w stanie granicznym użytkowalności .

Stwierdzenia, że spełnienie w obliczeniach warunków stanu granicznego nośności (w określonych warunkach geotechnicznych) zazwyczaj wystarczają by spełnić warunki stanu granicznego użytkowalności w mojej opinii są zbyt daleko idącym uproszczeniem. Również dalsze stwierdzenie, że wymaga się aby analiza osiadania zawierała zarówno osiadania pali pojedynczych jak i osiadania grup palowych nie wnosi nic konkretnego do rzeczywistych obliczeń inżynierskich w normalnym projektowaniu.

W tym kontekście poniżej przedstawiono metody oceny osiadania pali i fundamentów palowych, również z pokazaniem wiarygodnych możliwości określenia pełnych krzywych osiadania, aż do obciążeń granicznych, patrz również Gwizdała, Dyka (2004).

W powszechnej praktyce projektowej, nie tylko w Polsce, głównym kryterium charakte-ryzującym pale i fundamenty palowe w danych warunkach gruntowych pozostaje jego „nośność”. Jest to podejście tradycyjne, ponieważ uwzględniając obecne i przyszłe kontakty polskich inżynierów z projektami i wykonawcami zagranicznymi, pojęcie „nośności” staje się mało czytelne w świetle różnych istniejących kryteriów określania tej wielkości.

Podstawowym wyznacznikiem pracy pali w podłożu gruntowym jest zależność osiadania od przyłożonego obciążenia. Wymienione powyżej zagadnienia związane z fundamentami palowymi są nierozerwalnie związane z prognozowaniem, kontrolą i metodami redukcji

31

osiadania pali. Podstawowym powodem decyzji o zastosowaniu fundamentu na palach jest najczęściej konieczność redukcji osiadania lub różnicy osiadań projektowanego obiektu (Randolph, 1994). Decyzję taką muszą wspierać odpowiednie metody obliczeniowe i badaw-cze związane z określaniem i kontrolą zależności osiadania pali od obciążenia.

Nowoczesne projektowanie fundamentów palowych wymaga przede wszystkim dobrego poznania i zrozumienia procesów zachodzących w tak zmiennym ośrodku, jakim jest podłoże gruntowe wraz z przekazującymi obciążenie palami. Stosowane do projektowania „narzędzia” nie mogą opierać się wyłącznie na teorii nie popartej praktyką. Poznaniu i poszerzaniu wiedzy służą powszechnie wykonywane próbne obciążenia pali pojedynczych oraz terenowe obser-wacje istniejących i nowowznoszonych budowli na palach wraz z analityczną weryfikacją obserwowanych zjawisk.

W przyszłości w ramach nowej normy palowej lub Załącznika Krajowego do Eurokodu 7, należy przyjąć metodę, która pozwoli na miarodajną ocenę krzywej osiadania dla pali pojedynczych i grupy pali.

4.1. Osiadanie pali pojedynczych

Ocena pracy fundamentów palowych prawie zawsze związana jest z analizą krzywej osiadania dla pala pojedynczego. Przykładową krzywą osiadania przedstawiono na rys. 43. W tradycyjnym sposobie analizy obliczenia wykonywano dla stanu granicznego nośności i użyt-kowalności (dawniej nazywanego użytkowania).

Sc

Sgr

s

QQn Qgr

σs

σs

Rys. 43. Krzywa osiadania pala pojedynczego

Oceniając metody obliczeń osiadań dla pala pojedynczego, patrz rys. 43, zakres możliwych obciążeń należy ograniczyć do wartości nie większych niż obciążenie charakterystyczne, Qn. Z całej krzywej osiadania obliczenia dotyczą jednego punktu (Qn, Sc). Położenie tego punktu może być zarówno nad jak i pod rzeczywistą krzywą osiadania. Przykładowe wyniki z wyko-rzystaniem metody obliczeń osiadań dla pala pojedynczego wg PN-83/B-02482 przedstawio-no na rys. 44.

Współczynniki zgodności osiadań obliczonych do pomierzonych w próbnych obciążeniach statycznych przedstawiono dla pali prefabrykowanych wbijanych, dla pali podpór mostowych (Bolt, Gwizdała, 1986), dla pali wielkośrednicowych w gruntach niespoistych i spoistych. Średnie współczynniki zgodności η wynoszą od 1,10 do 1,80 przy bardzo dużych, nieakcep-towalnych współczynnikach zmienności v = 0,26 do v = 0,89.

Szeroką analizę osiadań pali pojedynczych przedstawiono również w pracy autora, (Gwizdała, 1996).

32

2

1

3

4

5

6

7

8

9

10

0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2

n

ηpr

ησ

pr = 1.50= 0.65

v = 0.43n = 56

η

a)

ηpr

n

ησ

pr = 1.10= 0. 98

v = 0.89n = 23

η

c)

ηpr

nησ

pr = 1.80= 1.31

v = 0.73n = 29

η

d)

ηpr

n

ησ

pr = 1.49= 0.39

v = 0.26n = 22

η

b)

Rys. 44. Histogram współczynnika zgodności osiadań obliczonych do pomierzonych; a) pale prefabrykowane wbijane; b) pale podpór mostowych; c) pale wielkośrednicowe

w gruntach niespoistych; d) pale wielkośrednicowe w gruntach spoistych Metody obliczania osiadań pali pojedynczych można podzielić następująco: a) przybliżone zależności, korelacje, zalecenia, metody empiryczne i półempiryczne wyko-

rzystujące rzeczywiste pomiary z próbnych obciążeń statycznych, b) obliczenie osiadań na podstawie metod bezpośrednich z wykorzystaniem parametrów

mierzonych w badaniach in situ, badania sondami SD, SPT, CPT, CPTU, badania presjo-metrem (PMT), badania dylatometrem (DMT),

c) metody wykorzystujące rozwiązania teorii sprężystości, bazujące na rozwiązaniu Mindlina tzn. siła skupiona działająca wewnątrz półprzestrzeni sprężystej,

d) metody bazujące na wykorzystaniu funkcji transformacyjnych, określonych w badaniach modelowych, badaniach w skali półtechnicznej, badaniach terenowych w skali naturalnej, na podstawie pomiarów wzdłuż pobocznicy i pod podstawą pala,

e) metody analityczne, wykorzystujące rozwiązania teoretyczne z analizą współpracy pal- -podłoże gruntowe, z zastosowaniem metody elementów skończonych (MES), metody elementów brzegowych (MEB), oraz inne rozwiązanie macierzowe.

33

W każdym przypadku należy pamiętać o założeniach wyjściowych, ograniczeniach i zaleca-nym zakresie stosowania.

Przykładowo, w grupie a) można przedstawić następujące zależności (szczegóły patrz Gwizdała, 1966): metoda Meyerhofa (1959), badania Fochta (1967), metoda Vesica (1970), metoda Vesica (1975), wytyczne IBDiM (1993), zalecenia praktyczne (Jarominiak i inni, 1976), osiadania pomierzone w terenie (Tejchman, Gwizdała, Świniański, 1988).

Szerokie omówienie wykorzystania wyników badań in situ do obliczeń pali przedstawiono w opracowaniu, Stęczniewski (1996). W kraju największe zastosowanie znajduje test statycz-nego sondowania, CPT lub CPTU.

W grupie b) dotyczącej wykorzystania badań sondą statyczną rozpatruje się następujące możliwości:

– zastosowanie metody pośredniej, w której na podstawie mierzonych in situ parametrów ustala się stan gruntu, a następnie moduły odkształcenia niezbędne do obliczenia osia-dań,

– ocenę modułów odkształcenia na podstawie wiarygodnych korelacji, najczęściej z uwzględnieniem rodzaju gruntu, stanu naprężenia oraz stopnia przekonsolidowania, np. Jamiołkowski, 1988; Lunne i Christoffersen, 1985; Robertson i Campanella, 1983,

– zastosowanie metody bezpośredniej, wyznaczenie nośności na postawie wyników testu statystycznego sondowania oraz zbudowanie pełnej krzywej osiadania pala przy wyko-rzystaniu funkcji transformacyjnych. Ustala się empiryczne korelacje z zastosowaniem wnioskowania statystycznego, w tym estymacja parametrów, weryfikacja stawianych hipotez statystycznych oraz analiza regresji wielokrotnej. Na rys. 45 przedstawiono przykład pełnej krzywej osiadania dla pala Vibrex. Szerszy zakres omawianego zagad-nienia można znaleźć w pracach, Stęczniewski, 1996; Gwizdała, Stęczniewski, 2003; Stęczniewski, 2003; Stęczniewski, Gwizdała, 2003; Gwizdała, Stęczniewski, 2004.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

0 10 20 30 40 50

[MPa]

głębokość [m]

qc [MPa] fs*10 [MPa]

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1000 2000 3000 4000 5000

Q [kN]

s [m

m]

pobocznicapodstawaobciążenie całkowitepróbne obciążenie

Pd

Nm

Ps

Nm

Ps

Ps

Nm

Rys. 45. Krzywe osiadania dla pala Vibrex, h = 18,3 m, D = 0,457, Db = 0,650 m

34

Metody wykorzystujące rozwiązania teorii sprężystości, dla fundamentów palowych, bazują głównie na rozwiązaniu Mindlina. Poszczególne propozycje obliczeniowe różnią się przede wszystkim przyjętym rozkładem naprężeń (tarcia) na styku pal – grunt.

Pal rozpatruje się jako szorstki cylindryczny element o średnicy D zagłębiony w jednorod-nej, izotropowej półprzestrzeni sprężystej charakteryzującej się modułem odkształcenia Es oraz współczynnikiem Poissona ν.

W grupie tej ukazało się wiele prac i szczegółowych propozycji. Można tu przypomnieć prace Poulosa, 1989, 2003; Poulosa i Davisa, 1980; Randolpha, 1994; Fleminga i innych, 1994; Batterfielda i Banerjee, 1971.

Należy zaznaczyć, że metoda Poulosa, po pewnych modyfikacjach dotyczących przyj-mowania modułu odkształcenia została wprowadzona do normy PN-83/B-02482. Oceniając obecny stan możliwości określania parametrów geotechnicznych podłoża gruntowego oraz istniejące metody analityczne, nie powinno się stosować rozwiązań tej grupy do obliczeń w praktycznych zagadnieniach inżynierskich.

Wśród metod analitycznych najszersze zastosowanie znalazło wykorzystanie metody ele-mentów skończonych (MES). Pierwsze, teoretyczne studium wykonał Ellison już w 1969 roku. Liczne późniejsze prace nie przyczyniły się w sposób zasadniczy do wykorzystania MES w praktyce projektowej, w zakresie stosowania do fundamentów palowych. Prezento-wane prace służyły głównie do analizy w zakresie naukowo-badawczym dla trudnych warun-ków posadowienia. Takim przykładem może być posadowienie fundamentu palowego z podstawami zakończonymi w gruncie nośnym (piasku) pod którym zalega warstwa bardzo słaba (np. plastyczny ił lub namuł), patrz Meissner H., Shen Y.I., 1992. Analizy takie można obecnie wykonywać dla praktyki inżynierskiej z wykorzystaniem istniejących programów komputerowych, np. PLAXIS, ABAQUS i innych.

Wyniki konkretnej analizy przedstawiono na rys. 47 i 48 z zastosowaniem programu PLAXIS, dla pala Vibro-Fundex o średnicy φ 457 mm i długości L = 5 m posadowionego w nośnych piaskach (warstwa II) pod którymi zalegają miękkoplastyczne namuły (warstwa I) oraz dla pala Vibro-Fundex o średnicy φ 457 mm i długości L = 13,5 m posadowionego w warstwie nośnych piasków IIA (rys. 46) (obliczenia wykonał dr inż. M. Cudny). Krzywe osiadania dla pala krótkiego przedstawiono na rys. 47 dla pięciu wariantów opisu materiało-wego poszczególnych warstw gruntu:

W1 – model sprężysto-plastyczny MC (Mohr-Coulomb) we wszystkich warstwach gruntu,

W2 – model MC w warstwach II i IIA, model SS (Soft Soil) ze wzmocnieniem objętoś-ciowym w warstwie I,

W3 – model MC w warstwach II i IIA, model SSC (Soft Soil Creep) lepko-plastyczny w warstwie I,

W4 – model HS (Hardening Soil) w warstwach II i IIA, model SS w warstwie I,

W5 – model HS w warstwach II i IIA, model SSC w warstwie I.

Analiza taka pozwala na ocenę postępującego zniszczenia, określenie stref uplastycznienia oraz wskazuje na niebezpieczeństwo przebicia warstwy nośnej.

Innym przykładem jest „obliczeniowy model pala wykonanego techniką wysokociśnienio-wej iniekcji strumieniowej” analizowany jako trzy strefy, pal – masyw gruntowy z cienką warstwą kontaktową (Bzówka, 2001).

Zastosowanie metody elementów skończonych w codziennej praktyce projektowej wciąż jednak jest sporadyczne.

35

Rys. 46. Schematy obliczeniowe dla pali o długościach L = 5 m i L = 13,5 m

-4.50-4.00

-3.50-3.00

-2.50-2.00

-1.50-1.00

-0.500.00

0 50 100 150 200 250 300 350

F [kN]

uy

[cm

]

W1(264 kN)

W5(298 kN)

W4(227 kN)W3(243 kN)

W2(222 kN)

Rys. 47. Krzywe osiadania dla pala pojedynczego, L = 5 m

-4.50

-4.00

-3.50

-3.00

-2.50

-2.00

-1.50

-1.00

-0.50

0.00

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

F [kN]

uy

[cm

]

W1(264 kN)pal L = 5 m

W5(298 kN)pal L = 5 m

W5(938 kN)pal L = 13,5 m

W1(904 kN)pal L = 13,5 m

Rys. 48. Porównanie krzywych osiadania dla pali o długościach L = 5 m i L = 13,5 m

36

Istotne znaczenie praktyczne ma zastosowanie funkcji transformacyjnych. Obliczeniowy mo-del pala wraz z ideą funkcji transformacyjnych przestawiono na rys. 49. Pal dzieli się na skończoną liczbę elementów, które charakteryzują geometrię oraz właściwości materiału pala. Poszczególne elementy pala współpracują w węzłach z podłożem gruntowym poprzez nieliniowe charakterystyki, funkcje transformacyjne, t-z dla pobocznicy pala oraz q-z dla podstawy pala. Rozwiązanie zadania polega na znalezieniu w sposób iteracyjny zależności między obciążeniem, a przemieszczeniem dla dowolnego poziomu obciążenia oraz wybra-nego przekroju pala. Praktyczne obliczenia wykazuje się przy wykorzystaniu programu komputerowego (np. PALOS, Gwizdała, 1996r).

Wiarygodność i dokładność wyznaczanej zależności obciążenie-osiadanie zależy od (patrz rys. 49):

– wiarygodności granicznych jednostkowych oporów na pobocznicy pala, tmax, oraz granicznych jednostkowych oporów pod podstawę, qf,

– obliczonej lub przyjętej nieliniowej części funkcji transformacyjnych t-z oraz q-z, – obliczonych lub przyjętych wartości granicznych osiadań zv

oraz zf, przy których opory na pobocznicy i pod podstawą osiągają wartości maksymalne.

z

zvzr

t

t = . tr maxξz = .zr vμ

tmax

z

t

zzf

qqf

s

Q

z

t

Rys. 49. Model obliczeniowy sprężystego pala oraz funkcje transformacyjne t-z i q-z Funkcje transformacyjne oraz osiadanie zv i zf można określać następująco:

– na podstawie badań: laboratoryjnych, modelowych, w skali półtechnicznej, w skali naturalnej na palach wyposażonych w czujniki pomiarowe,

– na podstawie obliczeń, z zastosowaniem rozwiązań teorii sprężystości, z zastosowaniem modeli nieliniowych, z zastosowaniem modułów odkształcenia zależnych od stanu naprężenia.

W praktycznych obliczeniach stosuje się następujące rodzaje funkcji transformacyjnych (patrz również, Gwizdała, 1996):

– wykorzystanie rozwiązań z teorii sprężystości, Randolph, Wroth, Kraft, Ray, Kagawa, Frank, – funkcje potęgowe, Vijayvergiya, Van Impe, Gwizdała, – funkcje hiperboliczne, Hirayama, Gwizdała, – wykorzystanie modelu Ramberg – Osgood, Armaleh, Desai, – wykorzystanie części hiperboli, Gwizdała.

37

Przyjęta koncepcja jest stosunkowo prosta w praktycznych zastosowaniach jeżeli jesteśmy w stanie wiarygodnie ocenić wszystkie parametry opisujące funkcje t-z oraz q-z. Weryfikację wykonano z wykorzystaniem wyników próbnych obciążeń statycznych dla około 300 pali różnych rodzajów, patrz tablica 2 (szczegółowe założenia do obliczeń zawiera praca autora: Gwizdała, 1996).

Wartość współczynnika zgodności η jest stosunkiem obciążenia obliczonego do zmierzo-nego dla odpowiednich osiadań z rzeczywistej krzywej osiadania. Wartość η mniejsza od jedności świadczy o wynikach leżących po stronie bezpiecznej.

Dla wszystkich punktów badawczych, dla około 300 pali i pełnych krzywych osiadania, uzyskano średnie współczynniki zgodności rzędu od 0,909 do 0,987 przy współczynnikach zmienności od 0,157 do 0,368. Podobne wartości otrzymano również dla początkowego zakresu krzywych osiadania, dla osiadań zwykle przyjmowanych jako dopuszczalne dla pali pojedynczych, tzn. sd = 3 ÷ 10 mm.

Graficznym obrazem wyników zawartych w tablicy 2 są histogramy i funkcje gęstości dla współczynników zgodności, rys. 50.

Tablica 2. Wartości współczynników zgodności η

Rodzaj pala Punkty pomiarowe Liczba punktów badawczych

Wartość średnia

η

Odchylenie standardowe

σ

Współczynnik zmienności

v wszystkie punkty 484 0,933 0,282 0,302 s = 3 mm 51 0,955 0,322 0,337 s = 5 mm 37 1,014 0,304 0,300

Pale prefabrykowane

s = 10 mm 21 0,930 0,276 0,297 wszystkie punkty 391 0,925 0,340 0,368 s = 3 mm 28 0,907 0,350 0,386 s = 5 mm 28 1,042 0,374 0,359

Pale Wolfsholza


Pale wielkośrednicowe, grunty niespoiste


Pale wielkośrednicowe, grunty spoiste


Pale Franki

s = 7 mm 11 0,961 0,151 0,157 wszystkie punkty 429 0,974 0,269 0,276 s = 3 mm 35 1,028 0,259 0,252 Pale Fundex,

grunty niespoiste s = 5 mm 18 1,084 0,200 0,185 wszystkie punkty 362 0,898 0,240 0,267 s = 3 mm 26 0,972 0,270 0,278 s = 5 mm 23 1,042 0,278 0,267

Pale Fundex, grunty spoiste


Pale CFA

s = 10 mm 19 0,944 0,196 0,208

Powyższe obliczenia weryfikacyjne wykonano przy założeniu empirycznych funkcji potęgowych, wykonując wielowariantowe obliczenia dla uzyskania najlepszej zgodności dla całej grupy danego rodzaju pala.

38

a) b)

c) d)

e) f)

g) h)

C4/Q

n

0

20

40

60

80

100

120

0.3 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9

n = 308

Rys. 50. Histogramy współczynników zgodności i funkcje gęstości:

a) pale prefabrykowane; b) pale Wolfsholza; c) pale wielkośrednicowe w gruntach niespoistych; d) pale wielkośrednicowe w gruntach spoistych; e) pale Franki; f) pale Vibro-Fundex w gruntach niespoistych; g) pale Vibro-Fundex w gruntach spoistych; h) pale CFA

39

Obecnie opracowano metodę, w której funkcje transformacyjne oblicza się na podstawie rozwiązań teoretycznych, uwzględniając zmianę modułu odkształcenia w każdym kroku obliczeniowym, Gwizdała, Dyka, 2001. Krzywą t-z opisuje rozwiązanie teoretyczne wyko-rzystujące prace Randolph’a i Wroth’a, 1978, rys. 51.

Zakładając, że istnieje pewien skończony promień Rmax, przy którym wpływ obciążenia pobocznicy pala staje się pomijalnie mały, równanie określające przemieszczenie pionowe punktu znajdującego się w odległości r od osi pala zdefinowane jest następująco:

( )

( ) ⎪⎭

⎪⎬

⎫

>=

≤≤⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

τ⋅τ

=

max

max0max

0

00

,0

,ln)(

Rrrs

RrRr

RG

Rrs, (3)

gdzie: τ0 – naprężenie styczne na pobocznicy pala, R0 – promień trzonu pala, Rmax – zasięg oddziaływania pala. G – moduł odkształcenia postaciowego ośrodka gruntowego wzdłuż pobocznicy.

Rys. 51. Założenia wyjściowe dla teoretycznych krzywych transformacyjnych t-z

(Randolph & Wroth, 1978) Podstawa pala działa jak sztywny stempel na powierzchni podłoża gruntowego. Przemiesz-czenie podstawy sb pod wpływem przyłożonej siły Pb opisane jest przy wykorzystaniu rozwiązania Boussinesq’a dla obciążenia równomiernie rozłożonego na części brzegu półprzestrzeni sprężystej. Dodatkowo uwzględnia się wpływ zagłębienia podstawy pala. Wynikające z tego rozwiązania równanie przedstawia się następująco:

( )d

b

bb

bb GR

Ps μν−

σ⋅=

41

)(, (4)

gdzie: Pb – wypadkowa siła działająca na podstawę pala, Gb, νb – parametry gruntu pod podstawą pala, Rb – promień podstawy pala, μd – współczynnik uwzględniający wpływ zagłębienia podstawy pala.

Dla występujących w praktyce stosunków średnicy pala do zagłębienia, współczynnik korek-cyjny na podstawie krzywej Fox’a przyjęto jako μd = 0,5.

40

We wzorach (3) i (4) moduł odkształcenia G przyjęto zmienny w funkcji aktualnego naprę-żenia τ0 lub σ. Podstawiając:

– dla pobocznicy τ0 ≡ t, s ≡ z; – dla podstawy σ ≡ q, Pb = π·Rb

2·q, sb ≡ z; oraz uwzględniając zmienność modułu odkształcenia G otrzymujemy teoretyczne krzywe transformacyjne t-z i q-z.

Założenia powyższej metody wykorzystano do opracowania metody obliczania osiadania pali w grupie. Istotne elementy oraz czynniki decydujące o poprawności uzyskanych wyni-ków opracowaną metodą omówiono w p. 4.2.

4.2. Osiadanie pali w grupie Praca pali w grupie w sposób jakościowy i ilościowy różni się od pracy pali pojedynczych. Jeżeli jeden z pali obciążony jest siłą osiową, spowoduje to również osiadania pali sąsiednich. Gdy obciążony jest każdy pal, następuje wzajemne przenikanie i nakładanie pól przemiesz-czeń oraz stref naprężeń wokół poszczególnych pali. W wyniku tego osiadanie pali w grupie jest znacznie większe niż osiadanie pala pojedynczego, rys. 52.

Rys. 52. Schemat wzajemnego oddziaływania pali w grupie

Wielkość osiadania poszczególnych pali ma decydujące znaczenie dla prawidłowego zapro-jektowania całej konstrukcji budowlanej. Fakt ten jest często ignorowany w powszechnej praktyce projektowej. Należy przypomnieć, że przemieszczenie jest oddziaływaniem, które może generować znaczne siły przekrojowe (wewnętrzne) w układzie konstrukcyjnym obiektu budowlanego.

Zjawisko osiadania fundamentów jest szczególnie istotne w przypadku wszystkich dużych fundamentów. Fundamenty obciążające podłoże gruntowe na dużej powierzchni powodują duże osiadania, często odznaczające się nierównomiernością. Związane jest to ze zróżnicowa-nym obciążeniem, zmiennością warunków gruntowych, niejednorodnością podłoża, a także cechami mechanicznymi gruntu, które nie są stałe ale zależą od stanu naprężenia w gruncie. Powiązanie wszystkich tych czynników oraz dodatkowo uwzględnienie sztywności konstruk-cji w obliczeniach, prowadzi do racjonalnego projektowania posadowień i elementów kon-strukcyjnych całej nadbudowy.

Trzeba pamiętać, że nawet najdokładniejsze oszacowanie osiadania pala pojedynczego obciążonego siłą pionową, nie gwarantuje właściwego określenia osiadania pali występują-cych w grupie. Często jednak krzywa osiadania pala pojedynczego stanowi punkt wyjścia do obliczeń osiadania pali w grupie.

41

4.2.1. Metody obliczania osiadania pali w grupie Metody służące do obliczania osiadania fundamentów palowych można podzielić na kilka grup:

– metoda współczynnika osiadania; w celu otrzymania wielkości osiadania fundamentu palowego, wielkość osiadania pala pojedynczego (sp), określoną dla charakterystycz-nego obciążenia projektowanego, mnoży się przez współczynnik osiadania R, który odzwierciedla tzw. efekt grupy; wielkość współczynnika grupy R często określona jest na podstawie badań modelowych i terenowych, dlatego metody te nazywane są także metodami empirycznymi;

– metoda fundamentu zastępczego, polegająca na zastąpieniu grupy pali zastępczym fundamentem bezpośrednim (equivalent raft method) lub zastępczą kolumną (equival-ent pier method); osiadanie fundamentu zastępczego można obliczyć następnie metoda-mi stosowanymi dla tego rodzaju fundamentów;

– metody teoretyczne, korzystające z rozwiązań teoretycznych, które w sposób bezpoś-redni opisują pracę pali w grupie i oddziaływanie między nimi; w metodach tych analizuje się współpracę układu pal-grunt-pal, wykorzystując obliczeniowe procedury numeryczne np. metodę elementów brzegowych (MEB), metodę elementów skończo-nych (MES) oraz inne rozwiązania macierzowe stosowane w mechanice budowli.

Wymienione metody prezentowane były we wcześniejszych pracach (Gwizdała, Dyka, 1998; Dyka, Gwizdała, Tejchman, 2000; Tejchman i inni, 2001; Dyka, 2001). Metodą współczynnika osiadania można wyznaczyć przybliżoną wartość średnią osiadania fundamentu palowego. Współczynnik osiadania zdefiniowany jest następująco:

p

G

ssR = , (5)

gdzie: sG, sp – odpowiednio średnie osiadanie grupy pali i osiadanie pala pojedynczego. Należy zwrócić uwagę na znaczne różnice między wartościami współczynników osiadania R obliczanymi za pomocą różnych istniejących wzorów (Gwizdała, Dyka, 1998). Na rys. 53 porównano wyniki otrzymane dla grup jednakowych pali w tych samych warunkach geotechnicznych, o tym samym rozstawie osiowym (r) i jednakowym obciążeniu na 1 pal, w funkcji szerokości fundamentu BG. Metody empiryczne: (1) – (7), linie przerywane.

Za pomocą metody fundamentu zastępczego można wyznaczyć średnie osiadanie funda-mentu palowego o rozstawach osiowych pali nie przekraczających wartości (3÷5)D, gdzie D - średnica pala. W takich przypadkach całą grupę pali zastępuje się ekwiwalentnym fundamentem zastępczym. Wymiar fundamentu zastępczego, kształt oraz głębokość posado-wienia przyjmuje się w różny sposób, w zależności od stosowanej metody.

Na rys. 54 przedstawiono pierwszą propozycję metody fundamentu zastępczego, jaka ukazała się w światowej literaturze geotechnicznej (Terzaghi, Peck, 1948). Kolejne przedsta-wiali Sowers, Bowles, Berezancew, Tomlinson, Poulos, Van Impe (Tejchman i inni, 2001; Dyka, 2001). Polska Norma „Nośność pali i fundamentów palowych” PN-69/B-02482 oraz obecna PN-83/B-02482 zalecają metodę fundamentu zastępczego, która oparta jest na propo-zycji Berezancewa, rys. 55.

42

r/D =4,5

0

2

4

6

8

10

12

14

16

2 4 6 8 10 12 14 16 18B G [m]

R (1) - Meyerhof

(2) - Skempton

(3) - Fleming

(4) - Vesic

(5) - Mandolini

(6) - AGI - wbijane

(7) - AGI - wiercone

(8) - FZ-Tomlinson

(9) - FZ-PN

(10) - PN/Poulos

(11) - Randolph

(12) - Chow

(13) - MES

1

2

13

3

4

5

6

7

89

1011

12

Rys. 53. Porównanie wartości współczynnika osiadania R obliczonego według różnych propozycji

Rys. 54. Metoda fundamentu zastępczego według Terzaghi’ego i Pecka’a (1948)

Rys. 55. Metoda fundamentu zastępczego według PN-69/B-02482

43

Metodę fundamentu zastępczego w wydaniu klasycznym (metody wymienione wyżej) można stosować w sytuacjach, w których nie wymaga się określenia osiadań poszczególnych pali w grupie. W wyniku obliczeń otrzymujemy wartość średnią osiadania dla całego fundamentu zastępczego. Stosując metody obliczania osiadania dla fundamentu zastępczego należy pamiętać o dużym zagłębieniu tego fundamentu. W takim przypadku w wartości otrzymanego osiadania uwzględnia się współczynnik korekcyjny μd. Można do tego celu wykorzystać krzywe korekcyjne według Foxa, 1948.

.

.zastfundamentuosiadanie

zastfundamentuosiadanieeskorygowand =μ (6)

W Katedrze Geotechniki Politechniki Gdańskiej w Zespole profesora A. Tejchmana opraco-wano autorski program komputerowy (OSFUZA) służący do inżynierskich obliczeń osiadań, przechyłek oraz odkształceń budowli posadowionej na fundamentach bezpośrednich lub fundamentach palowych obciążonych statycznie. W programie oblicza się osiadania pali w grupie metodą fundamentu zastępczego, uzyskując wartość przemieszczenia dla każdego pala. Modyfikacja w stosunku do klasycznej metody zastępczego fundamentu bezpośredniego polega na przyjęciu, że każdy pojedynczy pal zastępowany jest pojedynczym elementarnym zastępczym fundamentem bezpośrednim, pod którym obliczane jest osiadanie. Program automatycznie uwzględnia wzajemne oddziaływanie na siebie poszczególnych fundamentów, co odzwierciedla efekt pracy pali w grupie.

Jednym z istotnych zagadnień w metodzie fundamentu zastępczego jest zasięg strefy aktywnej obciążenia Zmax, czyli miąższość warstw poniżej poziomu posadowienia fundamen-tu zastępczego, dla których określa się ich odkształcenie pionowe. Spotyka się różne kryteria określenia głębokości aktywnej:

A. – Zmax według PN-81/B-03020, → σzmaxd ≤ 0,3σzmaxγ (σzd - naprężenie dodatkowe w gruncie na głębokości „z” z uwzględnieniem współczynnika zaniku naprężeń),

B. – Zmax = 1,5BFZ (BFZ – szerokość fundamentu zastępczego),

C. – Zmax dla σzmaxd = 0,1σd (σd - naprężenie dodatkowe w poziomie posadowienia fundamentu zastępczego, które odpowiada całkowitemu obciążeniu zewnętrznemu działającemu na fundament palowy)

Istniejące w PN-81/B-03020 „Posadowienie bezpośrednie budowli” kryterium dla fundamen-tów bezpośrednich (kryterium A) jest niewłaściwe dla fundamentów głębokich, ponieważ fundament zastępczy znajduje się na znacznej głębokości, gdzie istnieją duże naprężenia pierwotne w gruncie. Właściwszym kryterium jest, to stosowane powszechnie w świecie, według którego zakłada się strefę oddziaływania fundamentu do głębokości Zmax = 1,5⋅BFZ poniżej podstaw pali (BFZ – szerokość fundamentu zastępczego).

Dla rozległych fundamentów, proponowane kryterium głębokości aktywnej powoduje konieczność ustalenia parametrów geotechnicznych głęboko zalegających warstw grunto-wych. Zazwyczaj nie dysponujemy tak szerokim rozpoznaniem geotechnicznym, a głębokości otworów badawczych lub sondowań nie przekraczają 30 m. W tym wypadku należy w racjo-nalny sposób oszacować charakterystyki odkształceniowe warstw leżących niżej, aż do wy-maganego zagłębienia z = hp + Zmax (hp – zagłębienie pali).

Na dużej głębokości parametry mechaniczne dla tej samej warstwy geotechnicznej nie mają wartości stałej lecz zmieniają się wraz z zagłębieniem z. Powszechnie przyjmuje się zmianę modułu odkształcenia (E lub M) według modelu Gibsona:

44

M(z) = M0 + m⋅z [kPa], (7)

m [kPa/m] – według Poulosa (1989): – dla luźnych piasków m ≈ 1000 kPa/m. – dla średnio zagęszczonych piasków m ≈ 3000 kPa/m. – dla zagęszczonych piasków m ≈ 6000 kPa/m.

Można również wykorzystać istniejące dane archiwalne z rozpoznania geologicznego w roz-patrywanym rejonie. Najczęściej dysponujemy tylko dokumentacją geotechniczną wraz z wynikami badań geotechnicznych podłoża gruntowego, które ograniczają się do określenia rodzaju gruntu, stanu gruntu i modułów edometrycznych. Podane wartości modułów odkształ-cenia zwykle odnoszą się do górnych warstw podłoża. Z tego względu, wartości modułów edometrycznych M0 dla fundamentu zastępczego należy wyznaczać z uwzględnieniem wpływu głębokości według Fox’a (1948), M0(hp) = M0/μd (μd. - współczynnik korekcyjny ze względu na zagłębienie).

Metody teoretyczne stanowią bardzo szeroką grupę metod, do których można zaliczyć: – metody bazujące na rozwiązaniach teorii sprężystości; – metody wykorzystujące zależności rozkładu naprężenia w otoczeniu pala oraz krzywe

transformacyjne; – metody hybrydowe łączące różne rozwiązania teoretyczne; – metodę współczynników wpływu; – metody numeryczne takie jak MES i MEB.

Przy właściwych założeniach metody, zastosowaniu odpowiedniego modelu współpracy pal--grunt-pal, przy przyjęciu racjonalnych wielkości parametrów mechanicznych oddziaływują-cych wzajemnie na siebie ośrodków oraz przy zastosowaniu współczesnych technik oblicze-niowych możliwe jest stworzenie „narzędzia” obliczeniowego, za pomocą którego uzyskamy racjonalne wartości osiadania pali przy dowolnym obciążeniu i dowolnym układzie pali w grupie.

Metoda obliczania osiadania pali w grupie powinna umożliwiać uzyskanie krzywej osiada-nia dowolnego pala w szerokim zakresie obciążenia oraz uwzględniać dowolne uwarstwienie podłoża gruntowego. Takie wymagania zawarte są również w Eurokodzie 7. Metodę oblicze-niową spełniającą wymienione kryteria opracowano w ramach tematu badawczego (Dyka, 2001) i przedstawiono w kilku wcześniejszych pracach (Gwizdała, Dyka, 2001a, 2001b, 2002). Metoda ta została zweryfikowana w świetle wykonywanych analiz osiadań wielu rze-czywistych obiektów posadowionych na palach (Dyka, Gwizdała, Tejchman, 2000; Tejchman i inni, 2001).

4.2.2. Zagadnienia związane z obliczaniem osiadania pali w grupie metodami teoretycznymi

W analizach obliczeniowych, gdy mamy do czynienia z zagadnieniami kontaktu kilku ośrod-ków, często o charakterystykach nieliniowych, szczególną uwagę należy zwrócić na właściwe określenie parametrów mechanicznych.

O wyborze odpowiednich wartości parametrów decydują nie tylko cechy materiałów biorą-cych udział w zagadnieniu, ale także rodzaj stosowanej metody obliczeniowej wraz z jej założeniami i ograniczeniami.

45

Jeśli korzystamy z rozwiązań teorii sprężystości, głównym parametrem mechanicznym wykorzystywanym w analizach przemieszczeń jest moduł odkształcenia ogólnego gruntu E lub moduł ścinania G, między którymi zachodzi relacja:

( )νGE += 12 , (8)

gdzie: ν – współczynnik Poisson’a dla ośrodka gruntowego.

Analizy obliczeniowe dotyczą najczęściej przemieszczeń całkowitych, po zakończeniu proce-su konsolidacji podłoża. Dlatego stosuje się parametry mechaniczne określonych dla warun-ków „z drenażem” (drain).

Wartości modułów odkształcenia gruntu można wyznaczyć na podstawie empirycznych korelacji z innymi parametrami wyznaczonymi w badaniach laboratoryjnych lub badaniach terenowych np. CPT, CPTU, SCPTU, SPT, DMT, DLT lub w wyniku analizy wstecznej prób-nych obciążeń pali.

Zależności korelacyjne określane na podstawie wyników różnych badań modelowych i terenowych dotyczą zwykle modułów siecznych dla obciążeń zawierających się między 1/3 a 1/2 nośności granicznej pala. Osiadania obliczone dla tak określonych modułów odkształ-cenia odpowiadają tylko takim naprężeniom w gruncie, w zakresie których moduły były wyznaczane. W tych procedurach obliczeniowych zakłada się liniową zmienność modułu odkształcenia.

Zależność quasi-liniowa między przemieszczeniami i obciążeniem obserwowana jest dla pali, których nośność uzyskiwana jest głównie dzięki oporowi tarcia wzdłuż pobocznicy (pale tarciowe). W większości przypadków, gdy pale nośność uzyskują zarówno dzięki mobilizo-wanemu tarciu na pobocznicy jak i oporowi pod podstawą, nie można zaniedbać krzywolinio-wego charakteru zależności między przemieszczeniem i obciążeniem. Nieliniowość ta wynika nie tylko z charakterystyki pracy podłoża gruntowego, ale również ze zjawisk zachodzących w strefie kontaktu między palem a gruntem. Już w początkowym stanie naprężenia, wskutek przekroczenia oporów granicznych, wyłączają się z pracy górne odcinki pobocznicy pali. W ten sposób rośnie wielkość obciążenia przekazywana przez dolne części pali oraz podsta-wę. Dodatkowo, mamy do czynienia ze zmianą modułu odkształcenia gruntu wraz ze zmianą stanu naprężenia (odkształcenia). Zmienność ta powinna być rozpatrywana co najmniej w strefie kontaktu pala z gruntem. Oddziaływanie między palami, ze względu na niewielkie odkształcenia występujące w tej strefie, może być traktowane, jak w ośrodku liniowo--sprężystym.

W opracowanej metodzie (Dyka, 2001), która uwzględnia nieliniowo sprężysto-plastyczny model pracy pala w gruncie stosuje się wartość styczną modułu odkształcenia postaciowego G, zmiennego według funkcji hiperbolicznej. Konieczna jest znajomość wartości modułu początkowego Gmax dla małych odkształceń.

Korzyści wynikające ze stosowania początkowego modułu odkształcenia postaciowego są następujące:

– sztywność gruntu przy małych odkształceniach jest taka sama dla statycznego i dyna-micznego obciążenia,

– wartość Gmax jest niezależna od warunków odpływu wody (drain/undrain), – wartość Gmax jest względnie niewrażliwa na stopień prekonsolidacji zarówno gruntów

niespoistych jak i spoistych.

Wartość modułu G, odpowiadająca odkształceniom normalnym ε = 10-4 ÷ 10-3 % może być wyznaczona w badaniach laboratoryjnych w kolumnie rezonansowej lub na podstawie

46

pomiaru prędkości akustycznej fali poprzecznej w próbce gruntu przy wykorzystaniu związków liniowej teorii sprężystości: 2

ssG υ⋅ρ= , (9)

gdzie: ρs – gęstość gruntu próbki, υs – prędkość fali poprzecznej w próbce gruntu.

Wartość modułu Gmax można również określić za pomocą badań geofizycznych wykonywa-nych w otworach wiertniczych, sond wyposażonych w specjalną końcówkę do pomiarów sejsmicznych (np. SCPTU) lub na podstawie istniejących wzorów korelacyjnych z innymi wynikami badań, np. CPTU (Gwizdała, Dyka, Stęczniewski, 2002).

Zmienność modułu odkształcenia opisywana jest najczęściej funkcją hiperboliczną. Funkcja ta może mieć różną postać. Fahey i Carter (1993) dla opisu zachowania gruntów zaproponowali funkcję hiperboliczną w postaci:

G/Gmax =1 - (p/pf )0.3 , (10)

gdzie: Gmax – początkowy moduł odkształcenia, p – mobilizowany opór gruntu, pf – graniczny opór gruntu (w chwili zniszczenia).

W opracowanej metodzie zastosowano funkcję hiperboliczną w postaci:

G/Gmax =2

1 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−

f

f

pRp

, (11)

gdzie: Rf – stała (współczynnik) funkcji hiperbolicznej.

Na rys. 56 przedstawiono krzywe degradacji modułu odkształcenia postaciowego G według równań (10) i (11). Przedstawione zależności umożliwiają modelowanie zachowania się pali pod obciążeniem, gdzie pf jest granicznym oporem gruntu: dla pobocznicy qf ≡ q, dla pod-stawy τf ≡ t.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

p/pf [−]

G/G

max

[-]

Mod. Hiperb. Rf=0.9 Mod. Hiperb. Rf=0.5 Fahey&Carter

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0.001 0.01 0.1 1 10 100

γ [%]

G/G

max

[-]

Mod. Hiperb. Rf=0.9 Mod. Hiperb. Rf=0.5 Fahey&Carter

Rys. 56. Krzywe degradacji modułu odkształcenia postaciowego G

47

W opracowanej metodzie pojedyncza warstwa podłoża gruntowego charakteryzowana jest przez:

a) graniczny, jednostkowy opór pobocznicy pala τf, b) graniczny, jednostkowy opór pod podstawą pala qf. c) początkowy moduł odkształcenia postaciowego Gmax; d) współczynnik Poissona ν.

Wartości oporów granicznych można przyjmować według PN-83/B-02482 „Fundamenty budowlane. Nośność pali i fundamentów palowych”. Wartości określone za pomocą normo-wych tabel jednostkowych oporów t i q będą znajdować się po stronie bezpiecznej, generalnie zaniżając graniczne wartości oporów. Dla lepszego odwzorowania charakterystyk mechanicz-nych pracy pali można wykorzystać inne istniejące zależności (Gwizdała, 1996; Gwizdała, Dyka, Stęczniewski, 2002).

Współczynnik Poisson’a ν dla gruntu określany jest jak dla gruntów w warunkach „z drenażem”. Jego wartość jest potrzebna dla uwzględnienia oddziaływania między palami w grupie. W opracowanej metodzie wykorzystuje się rozwiązanie teorii sprężystości dla pionowego przemieszczenia punktu znajdującego się wewnątrz półprzestrzeni sprężystej spowodowanego działaniem siły przyłożonej w innym punkcie tej półprzestrzeni (rozwią-zanie Mindlina). Ze względu na małe odkształcenia w gruncie występujące w zagadnieniu oddziaływania między palami, przyjęto model liniowo-sprężysty i moduł odkształcenia dla małych odkształceń (Emax lub Gmax).

Za pomocą autorskiego programu komputerowego OSPAL na podstawie własnej metody otrzymuje się wartości osiadań poszczególnych pali w grupie. Pale obciążone są siłami sku-pionymi. Jest to rozwiązanie dla grupy pali z oczepem wiotkim. Dla uwzględnienia rzeczy-wistej sztywności oczepu (budowli) zwieńczającego pale, można zastosować procedurę itera-cyjną.

Pojedynczy krok obliczeń obejmuje:

(I) – obliczenie osiadań pali w grupie sg,i dla określonych obciążeń na pal Qi, przy zało-żeniu wiotkiego oczepu;

(II) – obliczenie konstrukcji (oczep + nadbudowa) współpracującej z palami na liniowych podporach sprężystych w miejscu pali (rys. 57) o współczynnikach sprężystości ki wynikających z obliczeń osiadań w kroku (I);

(III) – obliczenie osiadań pali w grupie dla obciążeń na pal równych wartościom reakcji pod-pór sprężystych wyznaczonym w kroku (II).

Rys. 57. Schemat do obliczeń osiadań grupy pali jako płyty (fundamentu) na podporach sprężystych

48

4.2.3. Monitoring osiadania fundamentów palowych

Na etapie wykonawstwa pali, bieżącą kontrolę jakości wykonania zapewniają różnego rodzaju badania pali pojedynczych: próbne obciążenia statyczne i dynamiczne lub kontrola paramet-rów rejestrowanych w trakcie wykonywania pala (opory wbijania, wiercenia, ciśnienie mieszanki betonowej itp.). Otrzymywane wyniki stanowią podstawę do korekty założeń przy-jętych w projekcie i pozwalają na dokonanie w nim zmian.

W odniesieniu do pali w grupie badania na etapie wykonywania pali nie są możliwe do przeprowadzenia bez zaangażowania bardzo dużych środków i bez konieczności zastosowa-nia wyrafinowanych technik. Z tego względu najlepszym, a jednocześnie angażującym najprostsze środki, jest bieżąca kontrola przemieszczeń fundamentów palowych pod obciąże-niem eksploatacyjnym. Takie rozwiązanie pozwala na szybką reakcję w przypadku stwierdze-nia nadmiernych przemieszczeń fundamentu. Gdy fundament jest już wykonany, a obiekt naj-częściej jest w trakcie eksploatacji, musimy liczyć się z zastosowaniem specjalnych techno-logii wzmacniania fundamentów.

Mierzone wielkości przemieszczeń wykonanych obiektów najczęściej mieszczą się w do-puszczalnych granicach. Jednak oprócz kontroli przemieszczeń fundamentu ważniejszym celem prowadzenia bieżących pomiarów jest tworzenie bazy danych, która umożliwiłaby szczegółowe analizy obserwowanych osiadań w odniesieniu do warunków geotechnicznych, wielkości obciążeń, rodzaju pali, wymiarów, rodzaju konstrukcji itp.

Ważność prowadzenia takiego monitoringu potwierdzana jest przez wielu badaczy na ca-łym świecie. Poulos (2003) stwierdza, że im więcej różnych obiektów jest monitorowanych pod kątem kontroli przemieszczeń ich fundamentów, tym skuteczniej można dopasować teorię i metody projektowania do rzeczywistego zachowania się tego rodzaju posadowień. Dopóki takich analiz nie będzie się prowadzić, nie będzie możliwe osiągnięcie dostatecznej zgodności między mierzonymi i obliczonymi osiadaniami a także między mierzonymi i obli-czonymi wielkościami i dystrybucją obciążeń poszczególnych pali fundamentu. Należy nad-mienić, że są to słowa autora metody obliczania osiadania pali pojedynczych i w grupie, która zawarta jest w PN-83/B-02482. Metoda ta oparta jest wyłącznie na zależnościach teoretycz-nych i jak już stwierdzono wielokrotnie, powoduje nieracjonalne zawyżanie obliczonego osiadania.

Program monitoringu osiadań fundamentów palowych jest realizowany w Katedrze Geo-techniki Politechniki Gdańskiej (Zespół badawczy: Tejchman A., Gwizdała K., Dyka I., Świ-niański J., Krasiński A., 2001), był podstawą opracowania własnej metody obliczeń osiadania pali pojedynczych i w grupie (Dyka, 2001; Gwizdała, Dyka, 2001). W ramach tego programu pomiary wykonuje się metodami geodezji precyzyjnej począwszy od stanu początkowego budowy (zabetonowanie fundamentu). Badania są prowadzone przez wiele lat, w trakcie budowy oraz w trakcie normalnej eksploatacji. Wyniki pomiarów umożliwiły ocenę postępu osiadań fundamentów w czasie narastających obciążeń, a także porównanie wyników pomia-rów z wynikami obliczeń za pomocą istniejących metod i metody własnej.

Jednym z monitorowanych obiektów mostowych pod kątem kontroli osiadania fundamen-tów podpór jest Most III Tysiąclecia im. Jana Pawła II przez Martwą Wisłę w Gdańsku. Projektantem mostu było Biuro Projektów Budownictwa Komunalnego S.A. w Gdańsku. Most zaprojektowano o konstrukcji podwieszonej z jednym pylonem. Pomost mostu składa się łącznie z sześciu przęseł, z których najdłuższe przęsło ma długość 230 m.

Pomiary osiadania wykonywano od stanu początkowego budowy poszczególnych podpór (po zabetonowaniu fundamentu) i są prowadzone już ponad 4 lata.

49

Rys. 58. Plan fundamentu pylonu mostu przez Martwą Wisłę w Gdańsku

Na rys. 58 przedstawiono rozmieszczenie ośmiu specjalnych reperów geodezyjnych na funda-mencie pylonu. Zainstalowane repery wraz z aparaturą do pomiarów precyzyjnych umożli-wiają pomiar geodezyjny z dokładnością 0,3 mm. Pylon, główna podpora mostu usytuowana jest na wschodnim brzegu rzeki. Konstrukcja pylonu jest żelbetowa o wysokości 99,89 m. Fundament pylonu stanowi masywny blok żelbetowy posadowiony na palach wierconych φ 1800 mm i długości 30 m. Pale rozmieszczono w dwóch siatkach kwadratowych po 25 pali w rozstawach osiowych 4,8 m.

Pierwszy pomiar „0” wykonano 31 marca 2000 roku po zabetonowaniu bloku fundamento-wego wieńczącego pale pod pylonem.

Na rys. 59 przedstawiono wyniki pomiarów osiadań fundamentu w czasie. Mierzone osia-dania podpory są wartością względną, przedstawiającą przyrost osiadania fundamentu od chwili wykonania pierwszego pomiaru „0”. Zwraca się uwagę, że ciężar masywnego bloku fundamentowego stanowi około 35 % całego obciążenia pali. Z tego względu wyniki pomia-rów na rys. 4 należy odnosić do stanu częściowego obciążenia pali.

-5

0

5

10

15

20

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39 42 45 48 51

Czas [miesiące]

Osi

adan

ie [m

m]

Repery 1 i 8Repery 2 i 7Repery 3 i 6Repery 4 i 5

Rys. 59. Przebieg osiadań fundamentu w czasie – pylon mostu przez Martwą Wisłę w Gdańsku

(wartości średnie dla dwóch reperów, odniesione do pomiaru „0”) Korzystając z istniejących dokumentacji geotechnicznych i projektowych wykonano szcze-gółową analizę obliczeniową dotyczącą osiadań fundamentu pylonu. W pierwszym etapie wykonano obliczenia za pomocą najczęściej stosowanych metod obliczania osiadań pali w grupie. Wyniki obliczeń zestawiono w tablicy 3 i 4.

50

Tablica 3. Zestawienie zbiorcze wyników obliczeń dla metody fundamentu zastępczego Osiadanie fundamentu [mm]

stały moduł model Gibsona Metoda obliczeń Warianty (m = 0) m = 3000 kPa/m m = 6000 kPa/m

bez wsp. Fox’a 71,8 53,2 44,0 Fundament zastępczy wg PN-83/B-02482 ze wsp. Fox’a 52,4 38,8 32,1

bez wsp. Fox’a 78,7 60,4 51,3 Program OSFUZA fundament palowy ze wsp. Fox’a 57,5 44,1 37,5

Fundament zastępczy wg Tomlinsona 56,7 – –

Tablica 4. Zestawienie zbiorcze wyników obliczeń dla metod teoretycznych

Metoda obliczeń Osiadanie

fundamentu [mm]

moduły odkszt. zgodnie z dokumentacją 133 Metoda Poulos’a wg PN-83/B-02482 z uwzgl. wyników próbnego obciążenia 118

Wzór Randolph’a 93,5 Metoda Chow’a 110

Metoda współczynników wpływu obliczonych wg Chow’a 134

Współczynnik Fox’a w metodzie fundamentu zastępczego uwzględnia zagłębienie fundamen-tu zastępczego odpowiadające głębokości osadzenia pali.

Osiadanie obliczone wyżej wymienionymi metodami jest to całkowite, końcowe osiadanie odpowiadające maksymalnej wielkości obciążenia charakterystycznego. Wartość tego obcią-żenia oszacowano jako 480 MN. Z danych otrzymanych od projektanta wynika, że ciężar bloku żelbetowego wieńczącego pale wynosi około 165 MN, a ciężar pylonu (bez lin) 51 MN.

Następnie, po opracowaniu autorskiej metody obliczania osiadań pali w grupie (Dyka, 2001), wykonano obliczenia sprawdzające. Za pomocą programu komputerowego OSPAL opartego na opracowanej metodzie obliczeniowej, otrzymano krzywą osiadania pala pojedyn-czego przedstawioną na rys. 60.

Opracowana metoda obliczania osiadań pali umożliwia również określenie obciążenia przejmowanego przez pobocznicę i podstawę, rozkład opór wzdłuż długości pala oraz skróce-nie pala, zarówno pala pojedynczego jak i w grupie, rys. 60. Ponadto, można ocenić rozkład siły w palu z głębokością przy poszczególnych stopniach obciążenia (rys. 61).

0102030405060708090

100110

0 2000

4000

6000

8000

1000

0

1200

0

1400

0

1600

0

1800

0

Obciążenie Q [kN]

s [mm]

próbne obciążenie statyczneobciążenie całkowiteobciążenie w podstawieobciążenie pobocznicyskrócenie pala

według obliczeń

Rys. 60. Krzywe osiadania dla pala pojedynczego, wg próbnego obciążenia i wg obliczeń

(rozdział obciążenia na pobocznicę i podstawę)

51

Rys. 61. Krzywe rozkładu obciążenia z głębokością

Rys. 62. Mapa osiadań pali pracujących w grupie w [mm] dla obciążenia charakterystycznego

Qn = 9600 kN/pal (obliczone za pomocą programu komputerowego OSPAL) Jako wynik obliczeń osiadań pali w grupie uzyskuje się przemieszczenie poszczególnych pali dla określonego poziomu obciążenia. Na rys. 62 przedstawiono mapę osiadań pali w grupie, obliczonych za pomocą opracowanej metody. Mapy rozkładu osiadania pali można wykreślić dla dowolnego układu obciążenia poszczególnych pali.

Otrzymuje się również krzywą osiadania dla dowolnego pala w grupie z uwzględnieniem wzajemnego oddziaływania pali. Na rys. 63 przedstawiono krzywe dla trzech różnych pali w fundamencie pylonu. Dla porównania zamieszczono także „krzywe osiadania” określone za pomocą metody Poulosa.

Dla danego obciążenia można określić profil podłużny osiadań całego fundamentu. Na rys. 64 przedstawiono profil podłużny osiadań fundamentu wzdłuż dłuższych krawędzi (patrz rys. 58).

Krzywa A przedstawia obliczony profil podłużny osiadań fundamentu dla maksymalnego przewidzianego obciążenia charakterystycznego: 9600 kN/pal. Profil B przedstawia obliczone osiadanie fundamentu od obciążenia ciężarem bloku fundamentowego.

Na rysunku przedstawiono również profil wynikający z pomiarów osiadań, pamiętając jednak, że pierwszy pomiar „0” wykonano po zabetonowaniu bloku fundamentowego wień-czącego pale a charakterystyczny ciężar bloku wynosi 165 MN, co stanowi około 1/3 całko-witego obciążenia pali.

Profil C wynika z sumy wartości pomierzonych osiadań i obliczonego osiadania bloku fundamentowego.

52

Średnia wartość osiadania dla dłuższej krawędzi fundamentu wynosi: – według proponowanej metody: 38,0 mm, – według pomiarów geodezyjnych: 29,0 mm.

Powyższe wyniki świadczą o dostatecznej zgodności między osiadaniami otrzymanymi opracowana metodą i wartościami pomierzonymi, świadcząc jednocześnie o dokładności metody i poprawności przyjętych założeń.

0102030405060708090

100110120130140150160

0 2000

4000

6000

8000

1000

0

1200

0

1400

0

1600

0

1800

0

2000

0

Obciążenie na pal Q [kN]

s [mm]

pal pojedynczy

pal 1 w grupie

pal 2 w grupie

pal 3 w grupie

Wg proponowanej metody

Osiadania pali w grupie wg metody Poulosa (PN)

Qn

= 9

600

kN/p

al

Rys. 63. Krzywe osiadania pali w grupie

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Odległość [m]

Osi

adan

ie [m

m]

według ostatniego pomiaru [23-03-2004]ostatni pomiar + obliczone osiadanie bloku fundamentowegoobliczone osiadanie od ciężaru bloku fudamentowegoobliczone osiadanie dla obciążenia maksymalnego

A

C

B

Rys. 64. Profile podłużne osiadań fundamentu – pylon Mostu Sucharskiego

5. Metody sprawdzania nośności pali

Większość wymienionych w punkcie 2 rodzajów pali jest już wykonywana w powszechnej praktyce inżynierskiej. Należy jednak podkreślić, że niemal wszystkie technologie nie są ujęte w polskich normach. Dużym ułatwieniem dla wykonawców i nadzoru budowlanego było wprowadzenie do praktyki norm: PN-EN1536/2001, Pale wiercone oraz PN-EN12699/2002, Pale przemieszczeniowe.

53

Znacznie gorsza sytuacja panuje, jeżeli chodzi o obliczenia stateczności fundamentów palowych, a szczególnie dla oceny nośności i przemieszczeń (obciążenia pionowe wciskające i wyciągające, obciążenia poziome, kombinacje obciążeń). Brak metod obliczeń dla pali nowych technologii ujętych w formie norm, zaleceń, wytycznych, załączników krajowych.

Podobna sytuacja panuje również w zakresie badań bieżących w czasie wykonawstwa i badań odbiorczych, badań nośności i interpretacji wyników. Jak już stwierdzono powyżej, jedyną pewną, uznaną na całym świecie metodą oceny rzeczywistej nośności i osiadań fundamentów palowych są próbne obciążenia statyczne.

Uwzględniając powyższe wymagania odnośnie badań terenowych należy ustalić odpo-wiednie metody badań i metody interpretacji. Zgodnie z wyżej przedstawionym podziałem, przedstawione zagadnienia należy podzielić co najmniej na dwie grupy: próbne obciążenia statyczne oraz próbne badania dynamiczne.

5.1. Próbne obciążenia statyczne Próbne obciążenia statyczne uważa się na całym świecie jako najbardziej miarodajną metodę oceny rzeczywistej pracy pali w podłożu gruntowym. Tak oczywiste stwierdzenie stwarza jednak dużo trudności przy konkretnych realizacjach w poszczególnych krajach. Uwzględ-niając przyszłe kontakty polskich inżynierów z projektami i wykonawcami zagranicznymi należy możliwie szeroko przedstawiać i analizować metody oceny stosowane w różnych kra-jach. Uwzględniając bardzo dużą liczbę publikacji, dotyczącą rozpatrywanego zagadnienia, dość trudno jest zorientować się inżynierowi-praktykowi w szczegółach proponowanych rozwiązań. W tym względzie bardzo pomocne mogą być materiały Międzynarodowego Seminarium Komitetu Europejskiego ERTC3,”Design of Axially Loaded Piles European Practice”, Brussels, 1997.

W odniesieniu do próbnych obciążeń statycznych odpowiednie podsumowanie, przy uwzględnieniu większości krajów europejskich, przedstawiono w specjalnym raporcie na XIIth ECSMGE, czerwiec 1999, Amsterdam (Gwizdała, 1999).

Podstawowe zależności, które należy uwzględnić przy realizacji obciążeń statycznych scharakteryzowano na rys. 1 i 2. Pełen zakres badań (Qi, Qsi, Qbi, SP) jest realizowany bardzo rzadko i to tylko dla celów badawczych. W powszechnej praktyce inżynierskiej realizuje się najczęściej badania określające podstawowe zależności obciążenie-osiadanie, Q-s. General-nie, już taki podstawowy zakres badań jest stosunkowo drogi i czasochłonny. Prawidłowe wykonanie próbnych obciążeń statycznych i ocena wyników wymaga uwzględnienia przynaj-mniej następujących zagadnień (patrz również Gwizdała, 1999):

– zaprojektowanie i wykonanie konstrukcji oporowej,

– dobranie właściwego systemu obciążającego i wyskalowanego systemu pomiarowego obciążeń. System ten powinien uwzględniać wielkość obciążenia, rodzaj obciążenia (wciskanie, wyciąganie, obciążenia cykliczne), być dobrany do przewidywanej metody badań oraz zapewniać wymaganą dokładność oraz kontrolę mierzonych wielkości,

– przygotowanie systemu pomiarowego do kontroli osiadań w czasie,

– ustalenie metody przeprowadzenia badań obciążenia statycznego,

– przyjęcie metody interpretacji wyników badań, która powinna uwzględniać przyjętą metodę badań.

Niektóre z powyższych zagadnień zostaną omówione poniżej.

54

Konstrukcję oporową najczęściej wykonujemy jako: – zespół stalowych belek (blachownic) zakotwionych do elementów kotwiących (pale

kotwice konstrukcyjne, pale kotwiące dodatkowe, kotwy gruntowe), – zespół belek stalowych, na których spoczywa balast (płyty drogowe, bloki betonowe,

skrzynie wypełnione gruntem lub wodą). Najczęściej balast opiera się na tymczasowych podporach spoczywających na gruncie w sąsiedztwie obciążonego pala,

– zastosowanie systemu belek stalowych kotwionych do pali (np. konstrukcyjnych) z uzupełnieniem balastem, rys. 65,

– zespół belek stalowych, na których spoczywa balast, obciążenie z balastu przekazywane jest na sąsiednie pale (konstrukcyjne lub dodatkowe) rys. 66.

Konstrukcja oporowa przedstawiona na rys. 65 stosunkowo często stosowana jest w podpo-rach obiektów mostowych przy małej liczbie i/lub dużych obciążeniach. Przedstawione na rys. 65 stanowisko badawcze zrealizowano dla obciążeń pala wielkośrednicowego o średnicy 1,8 m i długości 30 m wchodzącego w skład fundamentu pylonu mostu podwieszonego przez Martwą Wisłę w Gdańsku w ciągu trasy Mjr. Sucharskiego (Tejchman, Gwizdała, 2000)

Konstrukcja przedstawiona na rys. 66 jest szczególnie zalecana przy próbnych obciąże-niach statycznych. W badaniach powinno unikać się niekorzystnych wpływów konstrukcji oporowej na wyniki badań (patrz Gwizdała, Van Impe, 1994).

Pomiary osiadań pali wykonujemy najczęściej za pomocą mechanicznych czujników zegarowych (rzadziej indukcyjnych) o dokładności 0,01 mm. Czujniki mocowane są do specjalnie uformowanej głowicy pala (stanowiącej trzon pala jako całość, ewentualnie trwale połączonej z palem) i opierają się poprzez gładkie płytki na niezależnej ramie pomiarowej. Cały system pomiarowy powinien być zabezpieczony przed bezpośrednim działaniem słońca, wiatru, wody, drgań, wstrząsów, uderzeń mechanicznych.

Rys. 65. Stalowa konstrukcja oporowa z dodatkowym balastem

55

Rys. 66. Konstrukcja oporowa z wykorzystaniem balastu opartego na palach sąsiednich

Baza pomiarowa, najczęściej wykonana z belek stalowych lub drewnianych (najlepiej drewno klejone) powinna być zamocowana z jednej strony, z możliwością przesuwu z drugiej strony. Zaleca się niezależny (w celu eliminacji ewentualnych dużych błędów) pomiar za pomocą niwelacji precyzyjnej (o dokładności rzędu 0,1 mm), zarówno przemieszczeń głowicy jak i stabilności ramy pomiarowej.

56

Nowe możliwości i nową jakość stwarza pomiar laserowy z automatyczną rejestracją wyników pomiarów, rys. 67, patrz również Van Impe, Gwizdała, 1994; Bottiau, Cortvrindt, 1994; Gwizdała, 1996. Przedstawiony system pomiarowy umożliwia dokładny pomiar prze-mieszczeń z pewnej odległości z pomieszczenia zamkniętego i może być wykorzystany np. w warunkach trudnego dostępu w budownictwie przemysłowym, mostowym lub hydrotech-nicznym.

Rys. 67. Pomiary laserowe w czasie badań pala wierconego Omega

Rys. 68. Zasada pomiaru rozkładu obciążeń w palu Omega

57

Obecnie, dla podstawowych badań kontrolnych i odbiorczych pali, w czasie próbnych obcią-żeń statycznych pomiary ograniczają się najczęściej do określenia siły obciążającej i prze-mieszczenia głowicy pala w czasie. Jeszcze obecnie powszechną praktyką jest ocena obcią-żenia na podstawie ciśnienia oleju w obciążniku hydraulicznym. Aktualnie wszystkie zale-cenia i wytyczne międzynarodowe zalecają równoległy pomiar obciążeń poprzez specjalne dynamometry (czujniki siły) umiejscowione między głowicą pala a systemem obciążającym.

Dokładniejsza ocena pracy pala w podłożu wymaga również pomiaru obciążenia w pod-stawie i wzdłuż pobocznicy. Pomiary takie są dość drogie, czasochłonne, kłopotliwe w przy-gotowaniu, a zatem niezbyt często stosowane. W pomiarach tego rodzaju najczęściej wyko-rzystuje się pomiar za pomocą czujników tensometrycznych, strunowych, czujników od-kształceń z możliwością blokowania na dowolnym poziomie, pomiar skrócenia pala na róż-nych poziomach z możliwością oceny rozkładu obciążeń.

Poniżej przytoczono trzy przykłady badań wykorzystujące powyższe techniki pomiarowe.

Wykorzystanie pomiarów skrócenia pala na różnych poziomach do oceny rozkładu obcią-żeń, dla pala Omega przedstawiono na rys. 68 i rys. 69. Na rys. 69 przedstawiono wyniki pomiarów oraz analizę numeryczną autorskim programem PALOS.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

obciążenie Q [kN]

osia

dani

e s

[m

m] Pal Nr 5 - obciążenie I (mierzone)

Pal Nr 5 - odciążenie I (mierzone)Pal Nr 5 - obciążenie II (mierzone)Pal Nr 5 - odciążenie II (mierzone)Qb (obliczone programem PALOS)Qs (obliczone programem PALOS)Q (obliczone programem PALOS)skrócenie pala (PALOS)

QsQb Q

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

obciążenie Q [kN]

osia

dani

e s

[m

m]

Pal Nr 5 - obciążenie I (mierzone)Pal Nr 5 - odciążenie I (mierzone)Pal Nr 5 - obciążenie II (mierzone)Pal Nr 5 - odciążenie II (mierzone)Qb (mierzone)Qs (mierzone)Q (mierzone)skrócenie pala (mierzone)

Qs

Qb Q

Rys. 69a. Krzywe obliczone programem PALOS Rys. 69b. Krzywe osiadań z pomiarów terenowych.

Przykładowe wykorzystanie czujników tensometrycznych przedstawiono dla stalowego, wbijanego pala rurowego z dnem otwartym, posadowionego w gruntach uwarstwionych, w warunkach Portu Północnego w Gdańsku, rys. 70 (Gwizdała, Kłos, Tejchman, 1975).

58

Rys. 70. Rozkład oporów na pobocznicy. Badanie pala stalowego w Porcie Północnym

Do pomiaru rozkładu obciążeń na podstawę i pobocznicę wykorzystano specjalną komorę gumową, wypełnioną w początkowej fazie badań bentonitem (Gwizdała, Tejchman, 1994). Badania wykonano dla pala wierconego o średnicy 1,0 m i długości 26,5 m w warunkach geo-technicznych Portu Północnego w Gdańsku. Pobocznica pala pogrążona jest w uwarstwionym kompleksie namułowo-piaszczystym, podstawa w zagęszczonym piasku, rys. 71. W bada-niach określono opór pobocznicy, opór podstawy, obciążenie całkowite w zależności od prze-mieszczenia.

Rys. 71. Komora pod podstawą pala zastosowana w badaniach pala wierconego

59

Próbne obciążenia statyczne, uznawane za najbardziej miarodajne badania terenowe, nastrę-czają również wiele problemów jeżeli chodzi o metody badań oraz metody interpretacji wyni-ków. Do tej pory stosowano różne metody badań, w poszczególnych krajach, co bardzo utrud-nia rzeczywistą ocenę nośności oraz porównanie wyników (Gwizdała, 1994, 1996, 1999). Obecnie podejmowane są próby ujednolicenia zasad badań na forum międzynarodowych. Należy tu wymienić co najmniej:

– ISSMFE, Subcommitee on Field and Laboratory Testing – Axial Pile Loading Test – Part 1: Static Loading. Geotechnical Testing Journal, No 2/1985,

– Eurokod 7, prEN – 1997 – 1: 2004, – Axial Static Pile Load Test (ASPLT) in compression or in tension – Recommendations

from ERTC 3 – Piles. ISSMGE Subcommittee. Proc. XIII ECSMGE, Vol. 3, Prague, 2003.

Najczęściej stosowane i znane obecnie metody badań to (szczegółowy opis metod – Gwizdała, 1994):

– wolnych stałych stopni obciążenia(Slow ML Test), – szybkich stałych stopni obciążenia (Quick ML Test), – stałej prędkości przemieszczenia (CRP Test), – szwedzki test cykliczny (S.C. Test), – metoda równowagi (IE Test), – metoda francuska LCPC, – zalecenia niemieckie, 1993r, – metoda proponowana przez ISSMFE, 1985, – propozycje Komitetu Europejskiego, ERTC3, 2003r, – PN-69/B-02482, 1969, – PN-83/B-02482, 1983.

Metody zawarte w normach polskich są powszechnie znane i nie będą tutaj omawiane.

Metoda wolnych stopni obciążenia (Slow ML Test), (przedstawiono w „Standard Loading Procedure”, ASTM, Designation D – 1143, ASTM, 1981), pozwala na uzyskanie najbardziej wiarygodnych zależności obciążenie - osiadanie. Badanie jest długotrwałe i obecnie w peł-nym zakresie rzadko stosowane.

Należy zauważyć, że w Eurokodzie – 7 przywołano zalecenia zawarte w ISSMFE, 1985. Podstawowe zasady obciążenia, według tych zaleceń, przedstawiono na rys. 72. Generalnie zakłada się 8 równych stopni obciążenia przyjmując, że badanie powinno się wykonać w ciągu jednego dnia roboczego. Na rys. 72b przedstawiono procedurę z jednym cyklem odciążenia, a na rys. 72c badanie z uwzględnieniem obciążenia cyklicznego. Przyjmuje się, że należy wykonać co najmniej 20 cykli obciążenia.

Jednocześnie w EC 7 znajduje się stwierdzenie ogólne (bez dalszych szczegółowych zale-ceń) aby obciążenie wykonać do obciążenia granicznego oraz „aby możliwe było zinterpreto-wanie wyników w odniesieniu do odkształceń, pełzania i odprężenia fundamentu palowego”.

Metoda stałych stopni obciążenia jest powszechnie akceptowana. Szczegółowe zalecenia powinny zawierać co najmniej wartość obciążenia maksymalnego, liczbę stopni obciążenia, czas trwania obciążenia przy danym obciążeniu, a lepiej umowny poziom stabilizacji osiadań (np. 0,05 mm/10 min), przewidywane odciążenia, zakres obciążeń cyklicznych, uwzględnie-nie tarcia negatywnego. Ciekawe propozycje w tym zakresie, wraz z przykładami dla różnych rodzajów pali przedstawił Kosecki, 2002.

60

Rys. 72. Zasady obciążeń statycznych według ISSMFE, 1985

Należy również odnotować zalecenia Komitetu Europejskiego ERTC3, 2003 (patrz Proc. XIII ECSMGE, Vol. 3, Prague 2003). Proponuje się trzy różne poziomy wymagań: poziom 1 – najwyższy, poziom 2 – średni, poziom 3 – podstawowy. Zastrzeżenia budzi jednak brak spójności z zaleceniami EC-7 w kontekście przyjętej metody obliczeń według metody stanów granicznych nośności i użytkowalności. Podstawowe założenia procedury obciążeń przyjęte według Komitetu ERTC 3 przedstawia tabela 4 zaleceń.

Uzyskane z próbnych obciążeń statycznych zależności obciążenie-osiadanie są podstawą dalszej analizy w celu określenia obciążeń granicznych, krytycznych, dopuszczalnych, pro-jektowych, itd. Należy zatem zastosować metodę interpretacji, która pozwoli na przyjęcie obciążeń bezpiecznych dla pracy konstrukcji w rozpatrywanym stanie granicznym. Jako zasadę należy przyjąć, że metoda interpretacji powinna być skorelowana z metodą próbnego obciążenia.

Przegląd metod europejskich wskazuje na dużą różnorodność definicji obciążeń (patrz np. Gwizdała, 1994) oraz na istotne różnice np. w określeniu „obciążenia granicznego”. Przykła-dowe rozbieżności przedstawiono w pracach: Swidish Recommendation, 1970; Fellenius, 1980; Gwizdała, 1996, 2001. Nawet przy uwzględnieniu kilku metod interpretacji, różnice wynoszą 10 ÷ 20%.

Poniżej przedstawiono stosowane metody interpretacji (patrz również, Gwizdała, 1994, 1996):

– Van der Veen, 1953, – Housel, 1966, – Davisson, 1972, Peck i inni, 1974, – Chin, 1970, 1971, – De Beer, 1967, De Beer i Wallays, 1972, – Brinch Hansen, 1963, tzw. 90% kryterium, – Brinck Hansen, 1963, tzw. 80% kryterium, – PN-69/B-02482, 1969,

a) b)

c)

61

– Fuller i Hoy, 1970, – Butler i Hoy, 1977, – LCPC, 1989, – Zalecenia niemieckie, 1993, – Schultze, 1974, – Szechy, 1978, – Goldfield, 1973, – ISSMFE, 1985, – Wytyczne Ministerstwa Komunikacji, 1975, – Wytyczne IBDiM, 1993, – PN-83/B-02482, 1983, – Kosecki, 2002, – Zalecenia ERTC 3, 2003.

W normie palowej PN-83/B-02482 przyjęto metodę graficznego różniczkowania krzywej osiadania. Wiele artykułów dyskusyjnych dotyczących nowelizacji normy palowej wskazuje na konieczność zmiany w zakresie metody interpretacji próbnych obciążeń. Konkretną propo-zycję analitycznej interpretacji krzywej osiadania z próbnych obciążeń statycznych przedsta-wił Kosecki (2002).

Analiza pracy pala w podłożu gruntowym, z uwzględnieniem wyników próbnych obciążeń statycznych, może być również wykonana z wykorzystaniem programów numerycznych opi-sujących współpracę pala z podłożem gruntowym (patrz również rys. 69 i rys. 70) np.:

– CEMSOLVE, analiza wsteczna pala pojedynczego (Fleming, England – Wielka Brytania),

– CEMSET, metoda przewidywania krzywej osiadania (Fleming, England – Wielka Brytania),

– APIL2, analiza krzywej osiadania dla obciążenia pionowego (Reese, Wang - USA), – SINGPALO, krzywa osiadania pala pojedynczego (Russo - Włochy), – PALOS, PALOS 2, krzywa osiadania pala pojedynczego (Gwizdała, 1996), – Dyka, 2001, obliczanie krzywej osiadania dla pala pojedynczego i pala w grupie

(Gwizdała Dyka, 2001).

Przykład takiej analizy dla różnych rodzajów pali przedstawiono w pracach, Gwizdała, Dyka, 2001a, 2001b.

5.2. Próbne obciążenia dynamiczne Badania dynamiczne pali są coraz częściej stosowane w praktyce inżynierskiej. Szersze omówienie rozpatrywanych zagadnień można znaleźć między innymi w pracach: Blockus, 2001, 2003; Cieślak, 2003; Gwizdała, 2001; Tejchman i inni, 2003; Brzozowski, Blockus, 2004. W spisie literatury przytoczono również podstawowe prace prezentowane w publikac-jach zagranicznych, np. Goble i inni, 1967; Holeymann, Skov, 1999; Middendorp, Reiding, 1988; Rausche, Goble, Likins, 1985.

W Eurokodzie 7 (prEN-1997-1: 2004) do projektowania pali dopuszczono, p.7.53 „Próbne obciążenia dynamiczne”, przywołując jednocześnie normę amerykańską ASTM Designation D 4945, Standard Test Method for High – Strain Dynamic Testing of Piles. Należy jednocześ-nie dodać, że istnieją normy i wytyczne dla tego rodzaju badań w innych krajach: Australia, Brazylia, Chiny, Niemcy, Kanada, Wielka Brytania.

Pod pojęciem badań dynamicznych należy rozumieć techniki badawcze związane z gene-rowaniem sił lub naprężeń w głowicy i trzonie pala, spowodowane wymuszeniem w postaci

62

spadającej masy. Młot lub bijak uderzający w głowicę generuje falę naprężeń przemieszcza-jącą się w trzonie pala. Teoretyczne oceny rozwiązań powyższego zagadnienia w układzie trójwymiarowym wskazują na możliwość stosowania analizy uproszczonej do schematu jed-nowymiarowego. W jednowymiarowej teorii falowej, na początku rozpatruje się przypadek cylindrycznego pręta bez oddziaływania i oporu zewnętrznego.

Dla rzeczywistych przypadków pala w podłożu gruntowym należy uwzględnić wiele innych czynników. Należy rozpatrzyć rzeczywiste oddziaływanie w układzie młot–pal–grunt (rys. 73). Schemat obliczeniowy na rys. 73a jest odpowiedni dla pali stojących przenoszących obciążenia głównie przez podstawę, schemat na rys. 73b dla pali typowych przenoszących obciążenia przez podstawę i pobocznicę.

Rys. 73. Modele filzyczne układu Młot–Pal–Grunt (MPG) dla przypadków

a) nie tłumionego na pobocznicy, b) tłumionego na pobocznicy

Dla ogólnego przypadku równanie różniczkowe opisujące przemieszczenia pala w metodach dynamicznych zawiera cztery człony opisujące odpowiednio: przyspieszenie, odkształcenie, opory gruntu (sztywność) oraz prędkość (tłumienie). Podział metod dynamicznych badania pali przedstawiono w tablicy 5. Przyjęto podział na cztery podstawowe grupy:

– metody wysokonaprężeniowe, np. PDA, DLT, – metody niskonaprężeniowe, np. SIT, PIT, – metody wysokonaprężeniowe - kinetyczne, np. STATNAMC, DYNATEST, – wzory dynamiczne.

a) b)

63

Tablica 5. Systematyka badań dynamicznych

Metody dynamiczne badania pali

Wysokonaprężeniowe (nośność pali)

Niskonaprężeniowe (ciągłość i długość pali)

Wysokonaprężeniowe –– Kinetyczne

Wzory dynamiczne

Wysokonaprężeniowe uderzeniowe DLT, PDA

(intensywnie rozwijane)

Niskonaprężeniowe uderzeniowe

SIT, PIT (intensywnie rozwijane)

Wysokonaprężeniowe o przedłużonym czasie uderzenia

(intensywnie rozwijane)

Wibracyjne (obecnie niewykorzystywane)

Ultradźwiękowe – prześwietlenie akustyczne– testy akustyczne jedno lub

wielootworowe

Wibracyjne (obecnie niewykorzystywane)

STATNAMIC

obciążenie -- ładunek

wybuchowy

DYNATEST

tłumione uderzenie

Opracowane dla różnych technologii wbijania oraz

warunków lokalnych

Tablica 6. Porównanie wpływu poszczególnych składowych równania różniczkowego opisującego przemieszczenia pala u w metodach dynamicznych

0),()(),()(),(),(12

2

2

2

2 =∂

∂++

∂∂

−∂

∂t

txuAE

xctxuAE

xkx

txut

txuc

sisi

Składowe równania Metody badania

Przyspieszenie (bezwładność) Odkształcenie Opory gruntu,

Sztywność Prędkość, Tłumienie

Niskonaprężeniowe Istotny Istotny Relatywnie mały Relatywnie mały

Wysokonaprężeniowe Istotny Istotny Istotny Istotny

Kinetyczne Mały Istotny Istotny Relatywnie mały

Statyczne ≈ 0 Istotny Istotny ≈ 0

Tablica 7. Sposoby interpretacji wyników badania wysokonaprężeniowego (FPDS, User’s Guide)

Metody bezpośrednie Metody pośrednie Warunki

rzeczywiste CASE Impedance TNO TNODLT, CAPWAP

64

Porównanie wpływu poszczególnych składowych równania różniczkowego dla omawianych metod zestawiono w tablicy 6. Na rys. 73 oraz w tablicy 6 przyjęto następujące oznaczenia:

u – przemieszczenie pala – u (x,t), x – współrzędna określająca położenie punktu na długości pala, t – czas dla jakiego określamy przemieszczenie po uderzeniu generującym falę

naprężeń,

c – prędkość propagacji fali naprężeń w trzonie pala,ρ

=Ec ,

Z – oporność mechaniczna, ρ⋅=⋅

= EAc

AEZ ,

E – moduł sprężystości materiału pala, A – pole powierzchni przekroju pala, ρ – gęstość materiału pala, M – masa młota (masa uderzająca), m – masa podbabnika, kc – stała sprężysta podkładki tłumiącej, cc – współczynnik tłumienia podkładki tłumiącej, ks, kB – współczynniki sprężystości gruntu otaczającego pobocznicę i pod podstawą pala, cs, cB – współczynniki tłumienia gruntu otaczającego pobocznicę i pod podstawą pala.

Rozwiązanie równania różniczkowego (tablica 6) uzyskuje się z zastosowaniem powszechnie znanych metod numerycznych, np. metody elementów skończonych lub metody różnic skoń-czonych, z uwzględnieniem warunków brzegowych. Dla praktycznego stosowania opracowa-no programy komputerowe przy założeniu różnych modeli charakteryzujących współpracę układu impuls wymuszający – pal – grunt.

Badania dynamiczne wykorzystywane są w różnym zakresie dla oceny współpracy pal--podłoże lub dla oceny samego pala, patrz tablica 5. Metody wysokonaprężeniowe stosowane są głównie do oceny nośności pali:

– PDA – Pile Driving Analysis, dla pali wbijanych. Pozwala na ocenę nośności pala, wydajności młota, energii wbijania, przyśpieszenia, odboju sprężystego pala, wpędu pala, naprężeń ściskających i rozciągających, odkształcenia, prędkości i przemieszcze-nia pali.

– DLT – Dynamic Load Testing, dla pali wierconych, ocena nośności pala oraz jakości pala.

W obu przypadkach badanie polega na wywołaniu fali naprężeń w momencie uderzenia młota (PDA) lub specjalnego bijaka (DLT). Przyjmuje się, że spadający swobodnie ciężar powinien wynosić minimum 1÷2% nośności pala (DLT). Za pomocą czujników montowanych do głowicy pala, z wykorzystaniem przenośnego komputera, rejestruje się przyspieszenie i na-prężenie w momencie uderzenia. Rejestracja powyższych danych oraz znajomość parametrów geotechnicznych podłoża pozwala na ocenę nośności.

Obecnie przyjmuje się różne modele do analizy. Pierwsza grupa, metody bezpośrednie, patrz tablica 7, uwzględniają oddziaływanie gruntu pod podstawę i w bardzo ograniczonym zakresie na pobocznicy. Do najbardziej znanych należą:

– CASE – Case Institute of Technology, – IMPEDANCE, – TNO – Technical Netherands Organization.

65

Metody te są bardzo wrażliwe na prawidłowy dobór prędkości fali naprężeń w palu, a charak-terystyki sprężyste i współczynniki tłumienia gruntu wyznaczone są na podstawie próbnych obciążeń statycznych i korelacji z innymi badaniami terenowymi.

Pale o złożonej strukturze, w niejednorodnych warunkach gruntowych powinny być anali-zowane za pomocą metod pośrednich (tablica 7). Do najbardziej znanych należą:

– CAPWAP – Case Pile Wave Analysis Program, – TNODLT – metoda holenderska (lub od nazwy programu komputerowego TNOWAVE).

Rys. 74 Generowanie modelu oraz iteracyjnego dopasowania sygnału

W ogólnym przypadku parametry modelu są dostosowywane w kolejnych iteracjach, aż do najlepszego dopasowania pomiędzy zależnościami przebiegu siły obliczonej i pomierzonej, rys. 74.

W terenie, za pomocą czujników zainstalowanych do głowicy pala (rys. 75 i 77), wykonuje się pomiar przyspieszenia i odkształcenia (naprężenia). Na podstawie analizy z wykorzysta-niem opracowanych programów komputerowych w metodzie CASE otrzymujemy obciążenie graniczne w głowicy pala. W metodach pośrednich CAPWAP i TNODLT, otrzymujemy obciążenie graniczne w głowicy, opór podstawy i pobocznicy, rozkład oporów wzdłuż dłu-gości, skrócenie pala, czyli charakterystyki zbliżone do wyników próbnego obciążenia sta-tycznego.

Przykład badania PDA, dla prefabrykowanego pala wbijanego (Nabrzeże Chemików, Port Gdański) przedstawiono na rys. 75, odpowiadające wyniki analizy z wykorzystaniem metody CAPWAP przedstawiono na rys. 76.

Przykładowe stanowisko dla wielkośrednicowego pala wierconego oraz badania DLT przedstawiono na rys. 77. Wyniki analizy, z podaniem zależności obciążenie-osiadanie dla obciążeń w głowicy i podstawie oraz wykorzystaniem metody TNODLT pokazano na rys. 78.

Bardzo krótki czas obciążenia pala w metodach dynamicznych typu PDA oraz DLT stwarza określone trudności (i dyskusje) w odniesieniu do oceny ekwiwalentnej „statycznej” zależności obciążenie – osiadanie.

66

Rys. 75 Badanie PDA dla pala prefabrykowanego

Rys. 76 Krzywa obciążenie-osiadanie na podstawie CAPWAP

Rys. 77 Badanie DLT dla pala Rys. 78 Krzywa obciążenie-osiadanie wielkośrednicowego na podstawie metody TNODLT

67

Badaniem pośrednim jest metoda STATNAMIC, opracowana przez kanadyjską firmę Berminghammer Corporation przy współpracy z Instytutem TNO z Holandii. Istnieje możli-wość wykonania badań tego rodzaju w Polsce.

Podczas badania w terenie mierzona jest siła oraz przemieszczenie w głowicy pala. Podstawową częścią urządzenia jest komora detonacyjna z systemem tłumiącym oraz lasero-wy pomiar przemieszczeń głowicy. Można stosować systemy tłumiące:

– z materiałem porowatym (np. żwir), – hydrauliczny, – hydrodynamiczny (badania nad wodą).

Metodę STATNAMIC można wykorzystać do pali pionowych i ukośnych (o dowolnej śred-nicy), małych grup palowych, pali wykonanych na wodzie oraz do obciążeń poziomych. Charakterystykę czasu obciążenia dla omawianych metod przedstawiono na rys. 79. Zakres urządzeń do badań typu STATNAMIC, od 2 MN do 30 MN, pokazano na rys. 80. Analiza wyników badań terenowych z uwzględnieniem własności tłumiących podłoża gruntowego oraz wykorzystaniem programu komputerowego pozwala na ocenę ekwiwalentnej (do bada-nia statycznego) krzywej osiadania.

Rys. 79 Porównanie czasu przyłożenia obciążenia dla różnych metod badań (Berminghammer Corp.)

Rys. 80 Przykładowe urządzenie STATNAMIC oraz schematy urządzeń w zależności od wymaganego obciążenia (Berminghammer Corporation)

68

5.3. Wykorzystanie wzorów dynamicznych

Wzory dynamiczne od wielu lat wykorzystywane są do oceny nośności dynamicznej, Nd, dla pali wbijanych, głównie pali Franki, Vibro, Vibro-Fundex, pali stalowych z zamkniętym dnem, prefabrykowanych pali żelbetowych, pali drewnianych. Stosunkowo wiarygodne wyniki otrzymuje się jedynie dla pali wbijanych w grunty niespoiste. W zasadzie, w każdym przypadku, wymaga się korelacyjnych badań statycznych pali i ustalenia współczynnika cechowania, p, reprezentatywnego dla określonego obszaru geotechnicznego, patrz np. PN-83/B-02482.

Powszechnie stosowane wzory dynamiczne wywodzą się z zasady zachowania energii:

Lec

ENd ⋅+= (12)

gdzie: Nd – nośność dynamiczna [kN], E – energia jednego uderzenia młota, E = Q ⋅ h [kNm], Q – ciężar młota [kN], h – wysokość spadu młota [m], c – wpęd pala od jednego uderzenia młota, liczony jako średnia z ostatnich

30 cm wbijania [mm], e – sprężyste odkształcenie pala, gruntu i kołpaka na 1 m długości pala, zależne od

wpędu e = f(c),

Na podstawie wyniku próbnego obciążenia pala oblicza się współczynnik cechowania p jako:

d

c

NNkp

0⋅= (13)

Stąd skorygowana nośność wynosi:

Nd’ = p · Nd (14)

Zgodnie z PN-83/B-02482, warunek obliczeniowy stanu granicznego nośności przy zastosowaniu wzorów dynamicznych ma postać:

Qr ≤ 0.8 ⋅ Nd’ (15)

gdzie: Qr - wartość obliczeniowa obciążenia

W praktycznych wzorach inżynierskich uwzględnia się również tłumienie, współczynniki efektywności młota, nachylenie pala, współczynniki pochłaniania energii, współczynniki bezpieczeństwa (różne dla poszczególnych wzorów).

Szczegółowe zapisy wzorów wraz z analizą można znaleźć między innymi w pracach: Bendel, 1948; Mazurkiewicz, 1972; Zadroga, 1992; Zadroga, Gwizdała, 1992; Tejchman, Gwizdała i inni, 1994, Gwizdała, 2001; Blockus, 2001; Cieślak, 2003.

Można tu wyróżnić następujące wzory: Eytelweina, Rittera i Haagsma (wzór holenderski), Weissbacha, Sandersa, Redtenbachera, Rankina, Morrisona, Wellingtona, Brixa, Godricha, Sterna, Benabencqa, Kreügera, Vierendela, Hileya, Terzaghiego, Rausha, Hueckela (1936), Canversea, Schencka, Janbu, Sörnsena i Hansena (wzór duński), Hellmana (wzór szwedzki), Hueckela (1969), Gersewanowa, Delmega, PN-69/B-02482, PN-83/B-02482.

69

Generalnie, stosowanie wzorów dynamicznych wymaga dużej ostrożności. Zalecane do poszczególnych wzorów współczynniki bezpieczeństwa wynoszą Fd = 2 ÷ 10. Świadczy to o znacznych rozbieżnościach. Stosowanie konkretnego wzoru wymaga ścisłego sprecyzowa-nia zakresu stosowania. Niezależnie od tego istotny wpływ mogą mieć warunki gruntowe, np. grunty uwarstwione, na przemian piaszczyste i spoiste oraz małospoiste - może wystąpić tzw. pojęcie „wpędu zerowego”. Badania terenowe wskazują również na istotne zależności pomiędzy wpędem pala, a sprężystym odkształceniem w zależności od rodzaju pala i warun-ków gruntowych (Zadroga, 1992; Zadroga, Gwizdała, 1992) oraz zależność współczynnika cechowania (p) od wpędu pala, zależnie od rodzaju pala i warunków gruntowych (Tejchman, Gwizdała i inni, 1994; Gwizdała 2001).

Dotychczasowe zastosowanie pomiarów w czasie wbijania i wzory dynamiczne wykorzys-tywano do:

– bieżącej kontroli procesu wbijania, – weryfikacji uwarstwienia gruntu i zagłębienia podstawy w warstwę nośną, szczególnie

przy znacznych różnicach oporu (np. namuł, torf, piasek), – określenia wpędów, zapewniających wymaganą nośność pala, – określenia nośności pali wbijanych w grunty niespoiste na małych budowach (przy

dużych kosztach badań statycznych), – określenia nośności pali w sąsiedztwie pala próbnego, zastosowanie współczynnika

cechowania dla ekwiwalentnej grupy w podobnych warunkach gruntowych, – obliczenia naprężeń w palu (ściskanie, rozciąganie) w celu dobrania głowicy pala

i parametrów młota, – określenie maksymalnej liczby uderzeń nie powodującej zniszczenia pala.

Obecnie nowe możliwości stwarza racjonalne połączenie próbnych obciążeń statycznych, wykorzystanie wzorów dynamicznych oraz badań dynamicznych, PDA, np. dla wbijanych żelbetowych pali prefabrykowanych.

Przykłady zastosowania różnych wzorów dynamicznych, możliwe rozrzuty oceny nośności dynamicznej Nd przedstawiono na rys. 81. Obliczenia i badania statyczne wykonano dla przypadku pala prefabrykowanego wbijanego na Nabrzeżu Chemików w Porcie Gdańskim.

Rys. 81 Histogram dla 27 wyników obliczeń różnymi wzorami dynamicznymi

pal prefabrykowany wbijany, Nabrzeże Chemików w Porcie Gdańskim

n = 27 Nd śr = 1982 kN σ = 805 kN v = 0.41

70

6. Podsumowanie Fundamenty palowe wykorzystywane są obecnie bardzo często w wielu rodzajach budow-nictwa. W ostatnich latach obserwujemy szczególnie dynamiczny rozwój nowych technologii pali. Większość technologii omówionych powyżej jest już stosowana lub może być stosowana w Polsce.

Szczegółowe uwarunkowania, zalety, wady i ograniczenia stosowania poszczególnych roz-wiązań omówiono w referacie. Niestety nie ma prostych wskazań, że dany rodzaj pala jest najlepszy w danych warunkach konstrukcyjnych i geotechnicznych.

Z projektowaniem fundamentów palowych ściśle związane jest adekwatne modelowanie współpracy fundament-pale-podłoże, Współczesne metody obliczeń pozwalają na wiarygodne obliczenia sił w palach przy uwzględnieniu rzeczywistych sztywności fundamentu i sztyw-ności podłoża gruntowego.

Ocena nośności fundamentów wykorzystuje słusznie przede wszystkim metodę próbnych obciążeń statycznych. Taką generalną zasadę przyjęto w Eurokodzie 7. Zasada ta od wielu lat stosowana jest już w Polsce, zgodnie z PN-83/B-02482.

Uwzględniając aktualne zapisy Eurokodu 7, stan graniczny nośności (ULS) oraz stan gra-niczny użytkowalności (SLS), można zauważyć dość duże skomplikowanie dla praktycznych obliczeń inżynierskich (liczba stanów granicznych, podejścia obliczeniowe, kombinacje oddziaływań).

Dla praktycznych obliczeń projektowych niezbędne jest opracowanie Załącznika Krajo-wego (dla obu stanów granicznych). Obecne zapisy w Eurokodzie 7 przedstawiają jedynie zasady ogólnego postępowania.

Nieodłączną częścią Załącznika Krajowego muszą być zasady i metody sprawdzania noś-ności. Zagadnienie to wymaga specjalnej uwagi szczególnie, że oprócz badań statycznych zostaną wprowadzone badania dynamiczne. Wszystkie problemy, które zostały przedstawione w referacie będą musiały znaleźć właściwe przełożenie na praktyczne projektowanie inży-nierskie.

Uważam, że w każdym przypadku należy w szerokim zakresie wykorzystać istniejące już doświadczenia krajowe.

Literatura [1] ADAMCZYK J., Określenie długości istniejących pali fundamentowych metodą akustyczną. XII

KKMGiF, Szczecin – Międzyzdroje, 18-20 maja 2000. [2] BOLT, A., GWIZDAŁA, K., Analiza osiadań podpór mostowych posadowionych na palach. Konf.

Naukowo-Techniczna nt. Podpory i fundamenty mostów, Szczecin, rys. 1, tab. 3, bibliogr. 3 poz., s. 58-67, 1986.

[3] BRZOZOWSKI T., BLOCKUS M., Badania dynamiczne pali. Seminarium Zagadnienia posadowień na fundamentach palowych. Gdańsk, 25 czerwca 2004, s.111-124.

[4] BUSTAMANTE, M., Badania technologii formowania pali wiertnicą Starsol. Inżynieria i Budownictwo, nr 11/1988.

[5] BUSTAMANTE, M., GIANESELLI, L., Nośność pionowa wiązki słupów formowanych w gruncie metodą iniekcji strumieniowej. Inżynieria i Budownictwo, nr 8/1994.

[6] BZÓWKA, J., Identyfikacja parametryczna pala wykonywanego technika wysokociśnieniowej iniekcji strumieniowej. Inżynieria Morska i Geotechnika, nr 3-4/2003.

[7] CIEŚLAK W., Zastosowanie badań dynamicznych do oceny zachowania się pali w podłożu gruntowym, charakterystyka i badania modelowe. Praca magisterska (Promotor: K. Gwizdała). Politechnika Gdańska, Wydział Budownictwa Wodnego i Inżynierii Środowiska, czerwiec 2003r.

[8] DRĄŻKIEWICZ, J., Zastosowanie pali z rur stalowych w budownictwie morskim, Inżynieria Morska i Geotechnika, nr 5/1998.

71

[9] DYKA, I., Analiza i metoda obliczeń osiadania grupy pali. Praca doktorska, Politechnika Gdańska, czerwiec 2001.

[10] DYKA, I., GWIZDAŁA, K., TEJCHMAN, A., Zagadnienie osiadania grup palowych. Materiały XII Krajowej Konferencji Mechaniki Gruntów i Fundamentowania, Szczecin-Międzyzdroje, 18-20 maja 2000.

[11] FLEMING, W.G.K. I INNI., Piling Engineering. New York and Toronto: John Wiley & Sons 1994. [12] FOX, E.N., The mean elastic settlement of an uniformly loaded area at depth below the ground surface.

Proc. 2-nd International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rotterdam, 1948, Vol. 1, s. 129-132.

[13] GAWOR, B., KŁOSIŃSKI, B., PETYNIAK, D., SZYMANKIEWICZ, CZ., Zwiększanie zastrzykami nośności podstaw pali wierconych Doświadczenia krajowe. Inżynieria i Budownictwo, nr 8/1994, s. 355-358.

[14] GOBLE G., G., SCAULAN R., H., TOMKO J., J., Dynamic Studies on the Bearing Capacity of Piles, Vol. 1 and 2, Case Institute of Technology, Cleveland, Ohio, July, 1967.

[15] GORAL, ST., Wykonanie pali wielkośrednicowych pod budynek Warszawskiego Centrum DAEWOO. Inżynieria i Budownictwo, nr 8/1998, s. 215-217.

[16] GRZEGORZEWICZ, K. I INNI, Pale wkręcane stalowo-betonowe systemu TUBEX. Pierwsze zastosowanie w Polsce. Materiały V Seminarium Współczesne Metody Wzmacniania i Przebudowy Mos-tów, Poznań 1995.

[17] GRZEGORZEWICZ, K., KŁOSIŃSKI, B., SZYMANKIEWICZ, CZ., Doświadczenia ze stosowania pali wierconych FSC w Polsce. XI Konf. M.G.i F. „Geotechnika w budownictwie i transporcie”. Gdańsk, 25-27.06.1997, tom 1, s. 31-36.

[18] GWIZDAŁA K., Badanie konstrukcji podziemnych in situ. WPPK, Ustroń 2001. [19] GWIZDAŁA K., DYKA I., Osiadanie pali i fundamentów palowych. Seminarium Zagadnienia posado-

wień na fundamentach palowych. Gdańsk, 25 czerwca 2004, s. 53-74. [20] GWIZDAŁA K., Kontrola nośności pali i jakości robót palowych. Seminarium. Fundamenty Palowe

i specjalne. Warszawa, 2 marca 2000. [21] GWIZDAŁA K., Pile Load Testing. Ghent University, Soil Mechanics Department. Report No. 10706,

1993/1994. [22] GWIZDAŁA K., Settlement of piles and piles foundations. Report No. 10706. Ghent University, Soil

Mechanics Department, 1994. [23] GWIZDAŁA K., STĘCZNIEWSKI M., Calculation of load-settlement curve based on CPT test results.

Proceedings of the 4th International Geotechnical Seminar on Deep Foundations on Bored and Auger Piles. Ghent, Belgium, 2-4 June 2003, s. 191-202.

[24] GWIZDAŁA K., STĘCZNIEWSKI M., Obliczanie nośności i osiadań pali Vibro na podstawie sondowa-nia sondą statyczną. Inżynieria i Budownictwo nr 6/2004, s. 328-331.

[25] GWIZDAŁA K., Survey report on the present – day design methods for axially loaded piles. European practice. Design by static load tests. European Regional Technical Committee Piles. Published at the occasion of XIIth ECSMGE, June 1999, Amsterdam.

[26] GWIZDAŁA K., TEJCHMAN A., KŁOS J., Badanie nośności stalowych pali rurowych w Porcie Północ-nym, TGiM nr 6, 1975.

[27] GWIZDAŁA K., TEJCHMAN A., Specjalne badania terenowe nośności pala wielkośrednicowego. Inży-nieria Morska i Geotechnika, nr 6/1999.

[28] GWIZDAŁA K., Współczesne technologie pali. Seminarium Zagadnienia posadowień na fundamentach palowych. Gdańsk, 25 czerwca 2004, s. 7-32.

[29] GWIZDAŁA, K., Analiza osiadań pali przy wykorzystaniu funkcji transformacyjnych. Zeszyty Naukowe Politechniki Gdańskiej, nr 41, 1996, s. 192.

[30] GWIZDAŁA, K., DYKA I. (2001a), Ocena wielkości osiadań pali w grupie. Materiały XLVII Konferencji Naukowej KILiW PAN i KN PZITB, Opole-Krynica, wrzesień 2001.

[31] GWIZDAŁA, K., DYKA, I. (2001b), Analityczna metoda prognozowania krzywej osiadania pala poje-dynczego. Inżynieria i Budownictwo, Nr 12/2001, s. 729-733.

[32] GWIZDAŁA, K., DYKA, I., Metody obliczeń osiadania dużych grup palowych. Inżynieria Morska i Geo-technika, Nr 5/1998.

[33] GWIZDAŁA, K., DYKA, I., STĘCZNIEWSKI, M., Sondowanie statyczne w projektowaniu fundamen-tów palowych. Materiały XLVIII Konferencji Naukowej KILiW PAN i KN PZITB, Opole-Krynica, 2002.

72

[34] GWIZDAŁA, K., KOKOTKIEWICZ, P. , MOTAK, E., Skrócenie trzonu wysokociśnieniowych pali iniek-cyjnych. XLV Konferencja Naukowa KILiW PAN i KN PZiTB. Krynica 1999.

[35] GWIZDAŁA, K., Kontrola nośności pali i jakości robót palowych. Fundamenty Palowe i Specjalne, IDiMPW, IBDiM, PZWFS, Warszawa, 2 marca 2004.

[36] GWIZDAŁA, K., KOŚCIK, P., Osiadanie pali „jet grouting” w świetle próbnych obciążeń terenowych. Inżynieria i Budownictwo, nr 6/2000. s. 286-289.

[37] GWIZDAŁA, K., Nowe techniki fundamentowania. Inżynieria Morska i Geotechnika, nr 3/4/2003. [38] GWIZDAŁA, K., TEJCHMAN, A., BRZOZOWSKI, T., Underpinning of the foundations of “Dwór

Młyńska” in Gdańsk, CURE, June 17-19, 2004, Gdańsk. [39] HOLEYMAN A., SKOV R., Implementation of dynamic testing, driving formulae, monitoring and quality

control in the pile design. ERTC3 „Piles”. Published at the occasion of th XIIth ECSMGE, Amsterdam, June 1999.

[40] HUECKEL, S., Budowle morskie, Tom I,II,III,IV. Wydawnictwo Morskie, Gdańsk 1974. [41] ICHMURA Y., A study on the applicability of integrity tests for damaged piles. DFI 98, Wiedeń 1998. [42] JAROMINAK, A., KŁOSIŃSKI, B., GRZEOGORZEWICZ, K., CIELENKIEWICZ, T., Pale i funda-

menty palowe. Arkady, Warszawa 1976. [43] JAROMINIAK A., Posadowienie absorbera siarki w Elektrowni Bełchatów - nowa generacja fundamen-

tów palowych. Inżynieria i Budownictwo, nr 10/1992. [44] JAROMINIAK A., TROJNAR K., FOLTA L., Analiza przebiegu iniekcji pod stopy pali mostu autostrado-

wego przez Wisłę w Toruniu/Grabowcu. Jubileuszowa Sesja Naukowa „Geotechnika w Budownictwie i Inżynierii Środowiska” poświęcona 47-leciu pracy naukowej i 70-lecia urodzin prof. E. Dembickiego, Gdańsk, 15 czerwca 2000.

[45] JAROMINIAK, A., Posadowienie absorbera siarki w Elektrowni Bełchatów – nowa generacja fundamen-tów palowych. Inżynieria i Budownictwo, nr 10/1992.

[46] JAROMINIAK, A., TROJNAR, K., FOLTA, L., Analiza przebiegu iniekcji pod stopy pali mostu autostra-dowego przez Wisłę w Toruniu – Grabowcu. Materiały sesji naukowej „Geotechnika w Budownictwie i Inżynierii Środowiska, Gdańsk, 15 czerwca 2000.

[47] KŁOSIŃSKI B., Normy europejskie projektowania konstrukcji geotechnicznych. Seminarium Projekto-wanie Mostów w Normach Europejskich. IBDiM, Warszawa, 15 listopada 2004.

[48] KŁOSIŃSKI B., Zagadnienia projektowania pali w Normach Europejskich. Seminarium Zagadnienia posadowień na fundamentach palowych. Gdańsk, 25 czerwca 2004, s. 75-86.

[49] KŁOSIŃSKI, B., Pale małośrednicowe. Inżynieria i Budownictwo, nr 11/1988. [50] KŁOSIŃSKI, B., SZYMANKIEWICZ, CZ., Nośność pali wierconych z podstawami naprężonymi

zastrzykami cementowymi. XII Krajowa Konferencja Mechaniki Gruntów i Fundamentowania. Szczecin - Międzyzdroje 18-20 maja 2000.

[51] KŁOSIŃSKI, B., SZYMANKIEWICZ, CZ., Wpływ iniekcyjnego naprężenia podstaw pali wierconych na ich nośność. Inżynieria i Budownictwo, nr 12/2001.

[52] KOSECKI M., Ocena osiawa nośności i przemieszczeń pali na podstawie wyników próbnych obciążeń statycznych interpretowanych analitycznie. Inżynieria i Budownictwo, nr 10/2002.

[53] KOŚCIK, P., Analiza osiadań pali pojedynczych wykonywanych technologiami iniekcyjnymi w świetle próbnych obciążeń terenowych. I Krajowa Konferencja Młodych Geotechników. Warszawa 2001, Prze-gląd Naukowy SGGW w Warszawie, zeszyt 20.

[54] KOŚCIK, P., Materiały informacyjne własne. Geoservice Spółka z o.o., Wrocław 2004. [55] KRASIŃSKI A., Obliczenia statyczne fundamentów palowych. Seminarium Zagadnienia posadowień na

fundamentach palowych. Gdańsk, 25 czerwca 2004, s. 33-52. [56] LEWICKI B., PN-EN 1990:2004 Eurokod – Podstawy projektowania konstrukcji. PN-76/B-03001.

Konstrukcje i podłoża budowli. Ogólne zasady obliczeń. Inżynieria i Budownictwo nr 9/2004, s. 502. [57] LINKS G., HUSSEIN M., High strain dynamic testing of drilled shafts and cust - in - place piles. DFI,

20th Annual Members Conference and Meeting. Charleston, USA, October 16 - 18, 1995. [58] MAZURKIEWICZ B., Dynamiczne obciążenie pala podczas wbijania. Archiwum Hydrotechniki. T. XIX,

Zeszyt 4, 1972. [59] MEISSNER, H., SHEN Y.I., Soft soils below the base of a bored pile. Geotechnique et International,

s. 137-444, 1992.

73

[60] MIDDENDORP P., REIDING F.J., Determination of discontinuities in piles by TNO integrity testing and signed matching techniques. Third International Conference, Application of Stress Wave Theory to piles. Ottawa, Canada, 25-27 May, 1988.

[61] MIDDENDORP P., VAN VEELE A.F., Application on the characteristic stress wave method in offshore practice. Proceedings 3rd International Conference on Numerical Methods in Offshore Piling, Nantes, France 1986.

[62] MOTAK, E., Ekologiczna metoda wzmacniania podłoża i fundamentów budowli. Inżynieria i Budownic-two, nr 11/1998.

[63] NAJDER, T., O technicznych rozwiązaniach mikropali w krajach skandynawskich. Inżynieria i Budownic-two, nr 9/2003.

[64] OSTERBERG J.O., The Osterberg load test method for bored and driven piles the first ten years. Seventh International Conference and Exhibition on Piling and Deep Foundations. DFI 98, 15-17 June 1998, Vienna, Austria.

[65] POULOS, H.G., DAVIS, E.H., Pile foundation analysis and design. New York: John Wiley and Sons 1980.

[66] POULOS, H.G., Pile behaviour - theory and application. Geotechnique, Vol. 39, No. 3/1989, s. 365-415. [67] RANDOLPH, M.F., Design Methods for Pile Groups and Piled Rafts. Proceedings 13-th International

Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, New Delhi, 1994, Vol. V, s. 61-82. [68] RANDOLPH, M.F., Science and empiricism in pile foundation design. Geotechnique, Vol. 53, No 10,

s. 847-875, 2003 [69] RAUSCHE F., GOBLE G.G., LIKINS G.E., Dynamic determination of pile capacity. J. Geot. Env. Div.

ASCE 111 1985, s. 367-383. [70] RAUSCHE F., GOBLE G.G., Pile load test by impact driving, 1970. [71] RYBAK ,CZ., RYBAK, J., SAHAJDA, K., Renesans pali prefabrykowanych. Inżynieria i Budownictwo,

nr 10/2002. [72] RYBAK, CZ., BORYS, L., NOGA, L., Iniekcja strumieniowa – nowoczesna technologia wzmacniania

podłoża i posadowień budowli. Inżynieria Morska i Geotechnika, nr 4/1993. [73] RYBAK, CZ., RYBAK, J., O zastosowaniach pali prefabrykowanych. Inżynieria Morska i Geotechnika,

nr 3-4/2003. [74] SEITZ, J.M., SCHMIDT, H.G. Bohrpfahle. 2000. [75] SMITS J.H., Pile integrity test. IV International Conference of the Application of Stress-Wave Theory to

Piles, The Hague, 1992. [76] STĘCZNIEWSKI, M., GWIZDAŁA, K., Obliczanie nośności i osiadania pali pojedynczych na podstawie

badań sondą statyczną CPT. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej. Seria: Budownictwo, z. 97. XIII Krajowa Konferencja Mechaniki Gruntów i Fundamentowania. Szczyrk, czerwiec 2003, s. 267-278.

[77] STĘCZNIEWSKI, M., Ocena nośności pali na podstawie badań sondą CPT. Praca doktorska, Politechnika Gdańska, czerwiec 2003.

[78] SZYMANKIEWICZ, CZ., GAWOR, B., KŁOSIŃSKI, B., Mikropale formowane rurowym świdrem ślimakowym. Inżynieria i Budownictwo, nr 8/1994.

[79] SZYMANKIEWICZ, CZ., Iniekcujne naprężanie podstaw pali wierconych i beret. Seminarium Funda-menty Palowe i Specjalne. Warszawa, 2004.

[80] ŚWIECA, M., Niekonwencjonalne metody podbijania fundamentów i wzmacniania podłoża. XIV Ogólno-polska Konferencja Warsztat Pracy Projektanta Konstrukcji. Ustroń, 2001.

[81] TEJCHMAN A., Badania dynamiczne pali. Inżynieria Morska i Geotechnika, nr 6/2000. [82] TEJCHMAN A., BRZOZOWSKI T., KRASIŃSKI A., SŁABEK A., Błędy występujące w projektowaniu

i wykonawstwie pali. Seminarium Zagadnienia posadowień na fundamentach palowych. Gdańsk, 25 czerwca 2004, s. 87-102.

[83] TEJCHMAN A., GWIZDAŁA K., Zwiększanie nośności pali wierconych. XLVII Konf. Nauk. KILiW PAN i KN PZITB „Krynica 2001”. Opole-Krynica, 16-21 wrzesień 2001, t. 3, s. 299-306.

[84] TEJCHMAN A., TEJCHMAN J., Metody analityczne określania dynamicznej i statycznej nośności pala. Inżynieria Morska i Geotechnika, nr 5/1985.

[85] TEJCHMAN, A., GWIZDAŁA, K. (a), Badanie nośności pali wielkośrednicowych pod pylonem mostu podwieszonego przez Martwą Wisłę w Gdańsku. Inżynieria i Budownictwo, nr 12/2000. s. 662-664.

74

[86] TEJCHMAN, A., GWIZDAŁA, K. (b), Badanie nośności pali wielkośrednicowych pod pylonem mostu wantowego przez Martwą Wisłę w Gdańsku. [Materiały] IV Konf. Naukowo-Techniczna „Aktualne problemy naukowo-badawcze budownictwa”. Olsztyn-Łańsk, 26-28 maja 2000. s. 525-531.

[87] TEJCHMAN, A., GWIZDAŁA, K., BRZOZOWSKI, T., Pale Atlas w Polsce. Inżynieria i Budownictwo, nr 11/1998, s. 616-619.

[88] TEJCHMAN, A., GWIZDAŁA, K., DYKA, I., ŚWINIAŃSKI, J, KRASIŃSKI, A., Nośność i osiadanie fundamentów palowych. Monografia, Politechnika Gdańska 2001.

[89] TERZAGHI, K., PECK, R.B., Soil Mechanics in Engineering Practice. John Willey and Sons, New York 1948.

[90] TINKE, J., KRUIJFF, H., Railway over the Oude Maas – bottleneck for shipping and railwey traffic. Fifth International Conference and Exhibition in Piling and Deep Foundations. Belgia, 1994.

[91] TOMLINSON, M.J., Pile design and construction practice. Fourth edition. 1994. [92] WOJNAROWICZ, M., DEMBICKI, E., Technologia wykonywania pali wierconych STARSOL. Inży-

nieria Morska I Geotechnika, nr 6/1999. [93] YASUMITU ICHIMURA, SHINYA SAKAMOTO, HIDEO ONO, SHINICHI YAMODA, A study on the

applicability of integrity tests for damaged pils. DFI 98, Wiedeń, 1998. [94] ZADROGA B., GWIZDAŁA K., Determination of bearing capacity of piles using modified Delmag

dynamic formula. Fourth Int. Conf. on the Application on Stress Weve Theory to Piles. The Netherlands, 21-24.IX.1992.

[95] ZADROGA B., Porównanie i analiza różnych metod określania nośności pali na wciskanie. Zeszyty Naukowe Politechniki Gdańskiej. Budownictwo Wodne XXXV, Gdańsk 1992.

[96] ŻMUDZIŃSKI, Z., MOTAK, E., Analiza porównawcza nowych rodzajów pali fundamentowych. I Konf. Współpraca budowli z podłożem gruntowym, Białystok – Wigry, czerwiec 1998, s. 413-422.

[97] ŻMUDZIŃSKI, Z., MOTAK, E., Ocena obliczeniowa nośności pali wykonywanych metodą wysoko-ciśnieniowej iniekcji strumieniowej. Problemy Naukowo-Badawcze Konstrukcji Inżynierskich. Sesja Naukowa z okazji 70-lecia urodzin prof. R. Ciesielskiego. Monografia 194. Kraków 1995.

[98] ŻMUDZIŃSKI, Z., Ocena nośności mikropali iniekcyjnych na podstawie wyników polowych badań geo-technicznych. Materiały XXXIV Konferencji Naukowej. Tom I, Krynica 1988.

[99] ASTM - D4945 - 00, 2000: Standard Test Method for High-Strain Dynamic Testing of Piles. [100] ASTM - D5882 - 00, 2000: Standard Test Method for Low Integrity Testing of Piles. [101] Axial Static Pile Load Test (ASPLT), In compression or in tension – Recommendations from ERTC3 –

Piles, ISSMGE Subcommittee. Proc. XIII ECSMGE, Prague, 2003 (vol. 3). [102] Berminghammer Corporation. STATNAMIC Load Testing Proposal, Kanada. Materiały informacyjne. [103] Foundation Pile Diagnostic System – User’s Guide. TNO Building and Construction Research. [104] LOADTEST: Bi-Directional Osterberg Cell Load Testing, Florida, USA. Materiały informacyjne. [105] Materiały informacyjne firm: Aarsleff, Arbed, Arcelor, Bauer, Binab, Centrum Pale A/s, Energopol

Szczecin Franki, Fundament Specjal Gdańsk, Geokomp Kraków, Geoservice Wrocław, Hydrobudowa Gdańsk, Inkom Bełchatów, Soilex Pile System, Socofonda.

[106] PN-69/B-02482. Fundamenty budowlane. Nośność pali i fundamentów palowych. [107] PN-83/B-02482. Fundamenty budowlane. Nośność pali i fundamentów palowych. [108] PN-EN 12699:2002, Pale przemieszczeniowe. [109] PN-EN 1536:2001, Pale wiercone. [110] PN-EN 1990:2002, Podstawy projektowania konstrukcji. [111] PN-EN-12716:2002, Iniekcja strumieniowa. [112] pr EN 1997 (2004). Eurocode 7. Geotechnical design. Part 1. General rules. [113] pr EN-14199:2001, Mikropale. [114] Recommendations by the Committee 2.1 of the DGGT for the Static and Dynamic Pile Tests. Germany,

Juni 1998.

K.gwizdala-Proj.fund Na Palach

Documents

Transcript of K.gwizdala-Proj.fund Na Palach