Projektowanie budowli ziemnych w skomplikowanych i złożonych

Geoinżynieria
GEOINŻYNIERIA
drogi mosty tunele
Projektowanie budowli
ziemnych w skomplikowanych
i złożonych warunkach
geotechnicznych
dr inż. Andrzej Batog, dr inż. Maciej Hawrysz
Politechnika Wrocławska
budowlanego do kategorii geotechnicznej. W instrukcji ITB 424/2006 [12] podano szersze krynych obejmuje bardzo szero- teria dla skarp gruntowych, które jednak nie są
ki zakres prac, począwszy od zgodne z zapisami najnowszego rozporządzenia
z 2012 r. [1]. Konsekwencją wyboru kategorii jest
rozpoznania i przygotowania
m.in. sposób i zakres przeprowadzania badań
podłoża gruntowego, poprzez geotechnicznych podłoża oraz złóż materiału
ustalenie złoża lub dostawcy gruntowego dla projektowanej budowli ziemnej,
jak również wybór metod obliczeniowych. Katekwalifikowanego materiału
gorię geotechniczną ustala się w zależności od
gruntowego do formowania
stopnia skomplikowania warunków gruntowych
nasypów, ustalenie technolooraz konstrukcji obiektu budowlanego, charakgii wykonawstwa i kryteriów teryzującej możliwości przenoszenia odkształceń
odbioru robót. W niniejszym i drgań, a także od stopnia złożoności oddziaływań, stopnia zagrożenia życia i mienia awarią
artykule przedstawiono
wybrane zagadnienia oceny konstrukcji, jak również w zależności od znaczącego oddziaływania tego obiektu na środowisko.
stanów granicznych budowli
Kategoria geotechniczna pozwala ocenić trudziemnych, które występują
ności problemu geotechnicznego. Uwzględnia
w złożonych i skomplikowaona złożoność konstrukcji i komplikacje budonych warunkach gruntowych. wy geologicznej. Kwalifikowanie do kategorii
geotechnicznej odbywa się przed rozpoczęciem
W szczególności dotyczy to
badań, kategorie można zmienić w trakcie ich
zagadnień posadawiania
trwania.
nasypów na podłożach
Przyporządkowanie projektowanej budowli
słabonośnych w warunkach ziemnej do konkretnej kategorii geotechnicznej
winno być przeprowadzane w oparciu o bieżąwystępowania niekorzystce wyniki badań geotechnicznych gruntu, analinych obciążeń nasypów
zę danych archiwalnych, w tym analizę i ocenę
modernizowanych linii
dokumentacji geotechnicznej, geologiczno-inżykolejowych oraz obciążeń
nierskiej i hydrogeologicznej, obserwacji geodesejsmicznych budowli ziem- zyjnych zachowania się obiektów sąsiednich oraz
innych danych dotyczących podłoża badanego
nych na obszarach szkód
terenu i jego otoczenia.
górniczych lub w zasięgu
Kategoria I obejmuje niewielkie budowle ziemoddziaływań robót strzałone w prostych warunkach gruntowych, w tym:
wych w kopalniach surowców –
skarpy wykopów do 1,2 m,
skarpy nasypów do 3 m.
skalnych. Omówiono również –
Projektowanie budowli ziem-
Stopień skomplikowania warunków
gruntowych podłoża budowli ziemnej
Według najnowszego Rozporządzenia Ministra
Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 25 kwietnia 2012 r. w sprawie ustalania geotechnicznych warunków posadawiania
obiektów budowlanych [1] warunki gruntowe
w zależności od stopnia ich skomplikowania
dzieli się na:
– proste – występujące w przypadku warstw
gruntów jednorodnych genetycznie i litologicznie, zalegających poziomo, nie obejmujących mineralnych gruntów słabonośnych,
gruntów organicznych i nasypów niekontrolowanych, przy zwierciadle wody poniżej
projektowanego poziomu posadowienia oraz
braku występowania niekorzystnych zjawisk
geologicznych;
– złożone – występujące w przypadku warstw
gruntów niejednorodnych, nieciągłych, zmiennych genetycznie i litologicznie, obejmujących
mineralne grunty słabonośne, grunty organiczne i nasypy niekontrolowane, przy zwierciadle
wód gruntowych w poziomie projektowanego
posadawiania i powyżej tego poziomu oraz
przy braku występowania niekorzystnych zjawisk geologicznych;
– skomplikowane – pojawiają się w przypadku
warstw gruntów objętych występowaniem niekorzystnych zjawisk geologicznych, zwłaszcza
zjawisk i form krasowych, osuwiskowych, sufozyjnych, kurzawkowych, glacitektonicznych,
gruntów ekspansywnych i zapadowych, na
obszarach szkód górniczych, przy możliwych
nieciągłych deformacjach górotworu, w obszarach dolin i delt rzek oraz na obszarach morskich.
zasady ustalania zapasów
stateczności w zależności od
Kategorie geotechniczne budowli ziemnych
typu i przeznaczenia budowli
W przedmiotowych rozporządzeniach [1, 2]
podane są ogólne kryteria przypisania obiektu
podejścia obliczeniowego
34
ziemnej oraz zastosowanego
lipiec - wrzesień
3 / 2013 [44]
W przypadku zboczy kategorii I można projektować budowle ziemne na podstawie przedmiotowych przepisów oraz doświadczenia. Kategoria
II dotyczy budowli ziemnych (nasypów i wykopów) w prostych i złożonych warunkach gruntowych, wymagających ilościowej i jakościowej
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele
oceny danych geotechnicznych i ich analizy, w tym:
– skarpy wykopów do 4,5 m (nienawodnione),
– skarpy wykopów do 2,5 m w obecności wód gruntowych,
– skarpy nasypów do 8 m.
Odnośnie do skarp i zboczy II kategorii należy uzyskać
dane ilościowe o parametrach wytrzymałościowych gruntów
i przeanalizować stateczność metodami obliczeniowymi.
Kategoria III obejmuje:
– budowle ziemne w skomplikowanych warunkach gruntowych,
– ziemne zapory wodne i inne ziemne budowle hydrotechniczne o wysokości piętrzenia powyżej 5 m,
– głębokie wykopy niezależnie od stopnia skomplikowania
warunków gruntowych,
– nasypy powyżej 8 m.
Kategoria II oraz III wymagają przeprowadzenia obliczeń
z wykorzystaniem wartości parametrów geotechnicznych wyznaczonych z badań laboratoryjnych i polowych, opracowania dokumentacji badań podłoża gruntowego i projektu geotechnicznego [1]. Należy przy tym maksymalnie wykorzystać
dostępne doświadczenia i obserwacje, stosując np. parametry
ustalone metodami analizy odwrotnej z innych osuwisk w rejonie.
W przypadku konieczności zastosowania wzmocnienia podłoża bądź poprawy stateczności istniejących budowli ziemnych
(np. pionowe inkluzje wzmacniające, zbrojenie i kotwienie
masywu gruntowego) zaliczanych do drugiej i trzeciej kategorii geotechnicznej, zakres badań należy dodatkowo uzupełnić
o badania:
– efektów wzmocnienia gruntów,
– materiałów stosowanych do wzmocnienia gruntów.
rach gruntu jest pomijalne.
Obecnie w zalecanych metodach obliczeniowych wymaga
się wprowadzenia wartości efektywnego kąta tarcia wewnętrznego  i efektywnej spójności c, odnoszących się do wytrzymałości szkieletu gruntowego.
Na rysunkach (rys. 1, rys. 2) podano propozycję sposobu
ustalenia wyprowadzonych wartości efektywnych parametrów
wytrzymałości, opracowaną na podstawie danych literaturowych w formie podobnych zależności korelacyjnych, jak ma
to miejsce w normie [17], przy czym uwzględniono nową klasyfikację nazw i stanów gruntu wg standardu ISO [18].
1.
2.
Dla kategorii III należy również przeprowadzić stosowne
obliczenia analityczne i numeryczne dla przyjętego modelu
geotechnicznego podłoża, w których wartości parametrów
geotechnicznych winny być określane na podstawie badań,
a nie wyznaczane metodami pośrednimi np. na podstawie zależności korelacyjnych.
Rekomendowane wartości charakterystyczne parametrów wytrzymałości na ścinanie
Sprawdzenie stateczności ogólnej budowli ziemnych zaliczanych do I i II kategorii geotechnicznej w prostych warunkach gruntowych wymaga określenia m.in. charakterystycznych wartości parametrów wytrzymałości na ścinanie
wyróżnionych warstw gruntowych. Ustalenia wartości takich
parametrów geotechnicznych dokonuje się na podstawie dostępnych źródeł informacji, jakimi mogą być wyniki badań polowych (in situ), wyniki badań laboratoryjnych próbek gruntów, dokumentacje archiwalne, zależności korelacyjne podane
w normach i dane literaturowe.
W dotychczasowej praktyce projektowej dla omawianych
przypadków budowli ziemnych i nie tylko wykorzystywano
niemal powszechnie zależności korelacyjne podane w normie
PN- 81 B/ 03020 [17], przy czym dotyczyły one całkowitych
parametrów wytrzymałości gruntu na ścinanie wg hipotezy
Coulomba–Mohra oznaczonych symbolami u – kąt tarcia
wewnętrznego i cu – spójność. Parametry te można stosować
w analizach stateczności dla warstw występujących powyżej
zwierciadła wód gruntowych, w których ciśnienie wody w polipiec - wrzesień
Rys. 1.
Rys. 2.
Rekomendowane wartości charakterystyczne parametrów
wytrzymałości na ścinanie gruntów gruboziarnistych
Rekomendowane wartości charakterystyczne parametrów
wytrzymałości na ścinanie gruntów drobnoziarnistych
3 / 2013 [44]
35
Geoinżynieria
GEOINŻYNIERIA
drogi mosty tunele
Ocena stateczności skarp budowli ziemnych
Podejście tradycyjne
Tradycyjnie, do oceny stateczności skarp budowli ziemnych
stosowane były głównie dobrze sprawdzone i ugruntowane
w praktyce projektowej metody równowagi granicznej, tzw.
„metody pasków”, czyli uproszczona metoda Bishopa lub
metoda szwedzka (metoda Felleniusa). W przypadku występowania uprzywilejowanych powierzchni (płaszczyzn) poślizgu analizowano stan równowagi bryły potencjalnego klina
odłamu za pomocą metody wielkich brył, metody Kezdy’ego, rzadziej Szachunianca. W ostatnich latach ubiegłego wieku z różnym powodzeniem rozpoczęto wdrażanie do oceny
stateczności programy komputerowe oparte na metodzie elementów skończonych MES (np. Plaxis, ZSoil) bądź rzadziej
wykorzystujące metodę różnic skończonych (np. FLAC).
W najbardziej popularnych metodach inżynierskich, zaliczanych do grupy metod równowagi granicznej, ocena stateczności polega na wykazaniu, iż minimalny wskaźnik (współczynnik) stateczności Fmin, zdefiniowany jako stosunek wszystkich
charakterystycznych oddziaływań przeciwdziałających utracie
stateczności oraz wszystkich charakterystycznych oddziaływań powodujących obrót lub zsuw klina odłamu jest większy
od dopuszczalnej wartości wskaźnika stateczności Fdop, który
wyraża zapas bezpieczeństwa analizowanego masywu gruntowego. Zatem warunek obliczeniowy w analizie stateczności
określa formuła:
Fmin
¦E
¦E
stab , n
t Fdop
(1)
dest , n
gdzie:
Estab,n – suma wszystkich charakterystycznych oddziaływań
przeciwdziałających obrotowi lub zsuwowi klina odłamu,
Edest,n – suma wszystkich charakterystycznych oddziaływań
powodujących obrót lub zsuw klina odłamu.
Poszczególne metody obliczeniowe różnią się m.in. kształtem powierzchni poślizgu, ilością rozważanych warunków
równowagi, rodzajem przyjętych oddziaływań, którymi mogą
być: siły wewnętrzne w klinie odłamu lub na powierzchni poślizgu, momenty sił, parcia i odpory, naprężenia styczne zmobilizowane na powierzchniach poślizgu.
Należy nadmienić, iż w niektórych przypadkach (np. analiza stateczności wysokich nasypów drogowych) przedmiotowe
przepisy wymagają przyjęcia wartości obliczeniowych oddziaływań. Takie podejście dodatkowo zwiększa zapas stateczności, ale jest powszechnie krytykowane przez projektantów
drogownictwa, gdyż powoduje to konieczność przyjmowania
bardzo łagodnych nachyleń skarp gruntowych bądź nadmiernego przewymiarowania konstrukcji nasypu z gruntu zbrojonego.
Wielkości wymaganego zapasu stateczności regulowane są
przez różne przepisy właściwe dla poszczególnych działów
budownictwa ziemnego.
trudnych do ustalenia niewiadomych. Dla niektórych typów
budowli ziemnych, np. wysokie nasypy komunikacyjne, ziemne zapory hydrotechniczne i wały przeciwpowodziowe, nasypy kolejowe, przedmiotowe przepisy podają wymagane
wartości zapasów stateczności. W wielu przypadkach brakuje
takich wytycznych. Dotyczy to np. składowisk odpadów, budowli energetycznych, budowli ziemnych infrastruktury miejskiej oraz morskiej, budowli monumentalnych, odkrywkowej
eksploatacji złóż kopalin użytecznych itd. W tych przypadkach
branżowe rozporządzenia zawierają jedynie zalecenia oceny
stateczności skarp zgodnie z Polskimi Normami.
Dla budowli ziemnych, dla których nie ma w przepisach
krajowych precyzyjnych wytycznych dotyczących wielkości
wymaganego zapasu stateczności, można przyjąć podejście
zaproponowane przez L. Wysokińskiego [11, 16], w którym
rozważane jest prawdopodobieństwo wystąpienia osuwiska:
– bardzo mało prawdopodobne, gdy Fmin > 1,5,
– mało prawdopodobne, gdy 1,3 < Fmin < 1,5,
– prawdopodobne, gdy 1,0 < Fmin < 1,3,
– bardzo prawdopodobne, gdy Fmin < 1,0.
Jako wielkość wskaźnika stateczności, przy której widoczne
są pierwsze oznaki rozwijającego się procesu osuwiskowego,
przyjmuje Fmin = 1,05 – 1,10.
Przykłady szczegółowych zaleceń dotyczących zapasów stateczności dla niektórych działów budownictwa ziemnego:
Ziemne budowle drogowe
W rozporządzeniu Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej z 2 marca 1999 r. w sprawie warunków technicznych,
jakim powinny odpowiadać drogi publiczne i ich usytuowanie
[3], podano w §144 ust. 2 wymagania dotyczące zachowania
współczynnika stateczności nie mniejszego niż 1,5, przyjmując jednocześnie wartości obliczeniowe sił i parametrów geotechnicznych. Podejście to jest powszechnie krytykowane, np.
w [13], gdzie określono je jako przyjęte „chyba bez świadomości skutków, nieracjonalne”. Należy nadmienić, iż wymagania
takie zdecydowanie odbiegają od postanowień norm krajowych i zagranicznych.
Ocena stateczności skarp nasypów, a w jeszcze większym
stopniu skarp przekopów formowanych w naturalnie zmiennym masywie gruntowym, jest zadaniem złożonym i obarczonym dużą dozą niepewności, wynikającej ze znaczącej liczby
Ziemne budowle hydrotechniczne
W przypadku analizy stateczności skarp zapór ziemnych
oraz wałów przeciwpowodziowych wytyczne dotyczące m.in.
oceny stateczności zawiera Rozporządzenie Ministra Środowiska z dnia 20 kwietnia 2007 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budowle hydrotechniczne
i ich usytuowanie [4]. Są to najbardziej precyzyjne wytyczne
w przepisach krajowych, uwzględniają układy obciążenia, rodzaj metod analizy stateczności oraz warunki wodno-gruntowe podłoża analizowanej budowli ziemnej. Wg rozporządzenia [4] wartość współczynnika pewności niezależnie od klasy
budowli hydrotechnicznej wynosi:
Fdop = 1,5 – dla podstawowego układu obciążeń,
Fdop = 1,3 – dla wyjątkowego układu obciążeń.
Podane wartości współczynnika pewności dotyczą obliczeń wykonywanych dokładnymi metodami, w tym metodami
Morgensterna-Price’a, GLE (Generalized Limit Equlibrium Method), Spencera oraz MES, przy przeciętnym rozpoznaniu podłoża. W przypadku dokładnego rozpoznania budowy podłoża
w układzie warstw geotechnicznych i przeprowadzenia badań
właściwości gruntów spoistych w poszczególnych warstwach
podłoża, podane wartości mogą być zmniejszone do wartości:
36
3 / 2013 [44]
Wymagania dotyczące zapasów stateczności skarp budowli
ziemnych
lipiec - wrzesień
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele
Fdop = 1,3 – dla podstawowego układu obciążeń,
Fdop =1,15 – dla wyjątkowego układu obciążeń.
Dla budowli hydrotechnicznych klasy III i IV przedmiotowe
rozporządzenie dopuszcza wykonywanie obliczeń stateczności metodami uproszczonymi, w tym metodą szwedzką (Felleniusa) lub metodą dużych brył. Wówczas wartość współczynnika pewności wynosi:
Fdop =1,3 – dla podstawowego układu obciążeń,
Fdop = 1,1 – dla wyjątkowego układu obciążeń.
Nasypy kolejowe
Rozporządzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej
z 10 września 1998 r. w sprawie warunków technicznych, którym powinny odpowiadać budowle kolejowe i ich usytuowanie [5], nie precyzuje, jakimi wielkościami zapasów stateczności winny się charakteryzować skarpy nasypów kolejowych.
Ten rodzaj budowli ziemnych wymaga szczególnie ostrożnego podejścia do projektowania z uwagi na znaczne wielkości
obciążeń od przejeżdżającego składu kolejowego, które mają
charakter dynamiczny, destrukcyjnie wpływający na właściwości fizykomechaniczne niektórych rodzajów gruntów (spoiste
pylaste, organiczne). Również w najnowszym rozporządzeniu
w sprawie ustalania geotechnicznych warunków posadawiania obiektów budowlanych [1] nie poświęcono uwagi tym
szczególnym obiektom budowlanym.
Wielkości zapasów stateczności skarp nasypów i przekopów na szlakach kolejowych są sprecyzowane na potrzeby
kolejowych biur projektowych w „Warunkach technicznych
utrzymania podtorza kolejowego Id-3” [10] wprowadzonych
w 2009 r. przez Zarząd PKP Polskie Linie Kolejowe S.A. Mini-
lipiec - wrzesień
malne wartości wymaganego współczynnika pewności F, dotyczącego podtorza i jego elementów wynoszą:
Fdop = 2,0 – dla skarp szlaków kolejowych (podtorza) nowo
budowanego i dobudowywanego,
Fdop =1,5 – w eksploatacji.
Podobnie jak w przypadku nasypów drogowych, tak wysokie wymagania budzą określone kontrowersje. W takiej
sytuacji w grudniu 2011 r. Biuro Dróg Kolejowych PKP jako
alternatywę dopuściło stosowanie zasad projektowania geotechnicznego zawartych w Eurokodzie 7 [7, 8] oraz zasad określania obciążeń zawartych w Eurokodzie 1 [6], które są znacząco łagodniejsze od zalecanych w krajowych normach [9].
Ocena stateczności według Eurokodu 7
Podejścia obliczeniowe
Wytyczne Eurokodu 7 [7] dotyczące analizy stateczności
skarp są zawarte w rozdziale 11 – „Stateczność ogólna”, a zalecenia dotyczące projektowania nasypów w rozdziale 12 –
„Nasypy”.
W celu oceny stateczności skarp nasypów należy sprawdzić
stany graniczne GEO oraz STR, których osiągnięcie wiąże się
z utratą stateczności ogólnej masywu gruntowego oraz obiektów towarzyszących (np. elementów konstrukcyjnych jezdni
i infrastruktury drogowej). Stan graniczny typu GEO wiąże się
z wystąpieniem zniszczenia w masywie gruntowym, np. w postaci osuwiska skarpy wykopu, naturalnego zbocza lub skarpy nasypu posadowionego na słabonośnym podłożu. Z kolei
stan graniczny typu STR dotyczy przypadków wystąpienia
zniszczenia lub dużych przemieszczeń w masywie gruntowym
wraz z elementami konstrukcyjnymi w nim wykonanymi, np.
3 / 2013 [44]
37
Geoinżynieria
GEOINŻYNIERIA
drogi mosty tunele
awarie kotwionych ścian oporowych głębokich wykopów,
w których powierzchnia zniszczenia przechodzi przez kotwy.
Do analizy stateczności można zastosować jedno z trzech
(a w zasadzie czterech) wprowadzonych przez Eurokod 7
podejść obliczeniowych, które różnią się sposobem przyjęcia wartości poszczególnych współczynników częściowych.
Współczynniki częściowe zostały ujęte w trzy grupy:
A – współczynniki stosowane do oddziaływań lub ich efektów, obejmujące:
G – współczynnik częściowy dla oddziaływań stałych
niekorzystnych (głównie powodowanych ciężarem własnym gruntu z tym, że nie jest on tożsamy
ze współczynnikiem cząstkowym dla ciężaru objętościowego gruntu ),
G fav – współczynnik częściowy dla oddziaływań stałych
korzystnych,
Q – współczynnik częściowy dla oddziaływań zmiennych (obciążeń);
M – współczynniki dla parametrów gruntu, obejmujące m.in.:
 –
współczynnik częściowy dla tangensa kąta tarcia
wewnętrznego,
c –
współczynnik częściowy dla spójności,
 –
współczynnik częściowy dla ciężaru objętościowego gruntu;
R – współczynnik R;e stosowany dla oporów występujących na
powierzchni poślizgu.
Wartości współczynników częściowych zalecanych przez
Eurokod 7 do stosowania w analizie stateczności skarp dla
poszczególnych podejść obliczeniowych zestawiono w tab. 1.
Zgodnie z załącznikiem krajowym NA [8] do sprawdzania stateczności ogólnej, w tym stateczności skarp, zaleca się stosowanie podejścia obliczeniowego 3, w którym przyjęcie współczynnika częściowego 1,0 do ciężaru objętościowego gruntu,
traktowanego jako oddziaływanie geotechniczne, znacząco
ułatwia prowadzenie obliczeń stateczności. Dla pozostałych
stanów granicznych zalecane jest stosowanie podejścia 2.
Współczynniki
częściowe
A
M
R
Podejścia obliczeniowe
1
2
Kombinacja 1 Kombinacja 2
3
G
1,35
1,0
1,35
G fav
1,0
1,0
1,0
1,0
Q
1,5
1,3
1,5
1,3*

1,0
1,25
1,0
1,25
c
1,0
1,25
1,0
1,25

1,0
1,0
1,0
1,0
R;e
1,0
1,0
1,1
1,0
1,0*
*/ oddziaływania te traktuje się jako oddziaływania geotechniczne
Tab. 1.
Wartości współczynników częściowych zalecanych do stosowania w analizie stateczności skarp
Metody inżynierskie w analizie stateczności skarp
Projektowanie geotechniczne zgodnie z Eurokodem 7 wymaga wykazania, iż obliczeniowe skutki oddziaływań Ed są nie
większe niż odpowiadający im obliczeniowy opór Rd:
Rd  Ed lub
Rd
t1
Ed
(2)
minimalnej wartości wskaźnika stateczności Fmin winna być
wykonywana przy wykorzystaniu obliczeniowych wartości
parametrów geotechnicznych, oddziaływań i oporów uzyskiwanych poprzez zastosowanie współczynników częściowych
w stosunku do odpowiednich charakterystycznych wartości
powyższych danych wejściowych.
W powszechnie stosowanych, inżynierskich metodach analizy stateczności (tzw. metodach „pasków”) moment obracający
należy traktować jako skutek oddziaływań MEd, a odpowiadający mu moment utrzymujący jako opór wobec tych oddziaływań MRd. Przykładowo w metodzie szwedzkiej wskaźnik
stateczności w ujęciu Eurokodu 7 definiuje następujący wzór:
n
F
lipiec - wrzesień
¦R
ed ,i
i 1
n
¦ W
d ,i
Qd ,i sin D i
t1
(3)
i 1
gdzie:
Red,i – obliczeniowy opór gruntu na ścinanie wzdłuż podstawy i-tego bloku (paska),
i – kąt nachylenia podstawy i-tego bloku do poziomu,
Wd,i – obliczeniowy ciężar i-tego bloku,
Qd,i – obciążenie zewnętrzne przyłożone do i-tego bloku.
Przy takim podejściu minimalny wskaźnik stateczności winien być nie mniejszy od jedności. Warunek (2) wprowadza
diametralnie odmienne od tradycyjnie stosowanego podejście
do obliczeń stateczności, w którym obliczenia wykonywano
dla charakterystycznych wartości oddziaływań i reakcji gruntu,
a wymagany zapas stateczności osiągano poprzez odpowiednio wysoką wartość dopuszczalną Fdop, która w zależności od
rodzaju budowli ziemnej wynosi Fdop = 1,1 – 2,0.
Wybrane zagadnienia projektowania geotechnicznego
Projektowanie budowli ziemnych obejmuje bardzo szeroki
zakres prac, począwszy od rozpoznania i przygotowania podłoża gruntowego, poprzez ustalenie właściwości i przydatności
materiału gruntowego w złożu lub u dostawcy kwalifikowanego materiału gruntowego do formowania nasypów, ustalenie
technologii wykonawstwa i kryteriów odbioru robót. W dalszej
części artykułu omówione zostaną wybrane zagadnienia oceny
stanów granicznych, które występują w złożonych i skomplikowanych warunkach gruntowych. W szczególności dotyczy
to zagadnień posadawiania budowli ziemnych na podłożach
słabonośnych i w warunkach występowania niekorzystnych obciążeń, takich jak w przypadku obciążeń nasypów kolejowych
oraz obciążeń sejsmicznych budowli ziemnych na obszarach
szkód górniczych lub w zasięgu oddziaływań robót strzałowych
w zakładach górniczych surowców skalnych (kamieniołomach).
Ocena możliwości wystąpienia stanu granicznego nośności
podłoża nasypu
W przypadku wystąpienia bezpośrednio pod budowlą ziemną lub na niewielkiej głębokości warstwy gruntu o niskich parametrach wytrzymałościowych należy sprawdzić stan graniczny nośności tego podłoża.
Obciążenie graniczne na stropie warstwy słabej proponuje
się ustalić na podstawie dwuwymiarowego, kinematycznie dopuszczalnego rozwiązania nośności granicznej podłoża gruntowego według wzoru Terzaghiego [15]:
Zatem analiza stateczności prowadząca do wyznaczenia
38
M Rd
M Ed
3 / 2013 [44]
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele

gr  cNc  k  hk  Nq    B’  
(4)
gdzie:
, c – parametry wytrzymałości na ścinanie (kąt tarcia wewnętrznego , spójność c) warstwy słabej,
–
ciężar objętościowy warstwy słabej,
k –
ciężar objętościowy warstwy przykrywającej między
powierzchnią terenu a stropem warstwy słabej,
hk – miąższość warstwy przykrywającej,
Nc, Nq, N – współczynniki nośności dla rozwiązania Terzaghiego zależne od kąta tarcia wewnętrznego.
Niektóre oznaczenia pokazano na schemacie obliczeniowym – rys. 3.
q
b
NASYP
ZIEMNY
Lobc
hn
Jn
Vz
hk
hs
hn,s
WARSTWA PRZYKRYWAJĄCA
Vz
VxL
C2
C1
ExL
WARSTWA SàABA
C1
a
L1#B1’
Jk
VxP
J,c,M
ExP
C2
b
L2# B2’
Nośność podłoża i wyparcie warstwy słabej – schemat obliczeniowy

z  q  nhn  khk
(5)
gdzie:
q–
równomiernie rozłożone zastępcze obciążenie ruchome, uwzględniające efekty oddziaływań dynamicznych,
n – ciężar objętościowy gruntu w nasypie,
hn – wysokość nasypu,
pozostałe oznaczenia, jak wcześniej i na schemacie obliczeniowym (rys. 3).
Jako wskaźnik stanu równowagi (współczynnik pewności)
przyjmuje się wartość:
F1 = gr / z
³ V XL V XP dz
(7)
Wartości naprężeń x wyznacza się przy założeniu, że uplastyczniony grunt warstwy słabej zachowuje się jak ciecz, dla
której można przyjąć współczynnik parcia geostatycznego
K0 = 1. Stąd:

x = K0z = z

(8)
Natomiast siłą bierną jest opór na ścinanie uplastycznionego
ośrodka gruntowego wzdłuż stropu i spągu warstwy słabej.
Wartość siły biernej C określa się przy założeniu, że w ośrodku gruntowym nie występuje tarcie wewnętrzne (kąt tarcia
wewnętrznego  jest nieznaczny), a opór ścinania pochodzi
jedynie od składowej kohezji – spójności c. Zatem siłę bierną
C określa zależność:
C = c  L  1 mb
Obciążenie graniczne gr porównuje się ze składową pionową naprężeń z działających na stropie warstwy słabej, określoną wzorem:

E XL E XP
0
c
B’#L
Rys. 3.
hs
'E X
gdzie:
z – składowa pionowa naprężeń wyznaczonych według
wzoru (5) odpowiednio w przekrojach pionowych a-a i c-c
(rys. 3).
c
oĞ
a
parć geostatycznych EX określa wzór:
(6)
W przypadku uzyskania w obliczeniach wartości wskaźnika
równowagi F1 < 1 należy spodziewać się powstania niekontrolowanych deformacji podłoża gruntowego łącznie z wypieraniem słabego gruntu spod nasypu.
gdzie:
L – odległość pomiędzy przekrojami pionowymi a-a i c-c.
W tym przypadku wskaźnik stanu równowagi (współczynnik pewności) „F2” określa wzór:
F2 = 2 C / Ex
lipiec - wrzesień
(10)
Spełnienie nierówności F2 < 1 oznacza wysokie prawdopodobieństwo wystąpienia zjawiska wypierania słabej warstwy
z podłoża budowli ziemnej.
Analiza pseudostatyczna oddziaływań dynamicznych (parasejsmicznych)
Obciążenie dynamiczne w pseudostatycznej analizie stateczności skarp budowli ziemnych można uwzględnić poprzez przyjęcie dodatkowego stałego obciążenia, które jest
proporcjonalne do masy potencjalnie niestatecznej bryły klina
odłamu. W przypadku trzęsień ziemi praktyka inżynierska najczęściej ogranicza się do przyjęcia tylko dodatkowej składowej poziomej, której wielkość w każdym z bloków obliczeniowych określa się za pomocą współczynnika dynamicznego.
W omawianym przypadku przeprowadzono pełną analizę,
uwzględniając wpływ dodatkowych dwóch sił składowych,
poziomej i pionowej, zgodnie z rys. 4. Wartości siły poziomej
FH oraz pionowej FV określają wzory:
Ocena możliwości wyciśnięcia warstwy słabego gruntu z podłoża nasypu
Ocenę powstania zjawiska wypierania słabego gruntu spod
nasypu można przeprowadzić według sposobu, w którym siłą
czynną jest wypadkowa parć na przekrój pionowy warstwy
gruntu słabego pomiędzy przekrojami a-a i c-c, zaznaczonymi
na rys. 3. Różnicę wypadkowych sił składowej poziomej x
(9)
FH
m ˜ aH
W˜
a H max
g
kH W
(11a)
FV
m ˜ aV
W˜
aV max
g
kV W
(11b)
gdzie:
3 / 2013 [44]
39
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele
aHmax, aVmax – maksymalne wartości składowej poziomej
i pionowej przyspieszenia drgań parasejsmicznych [m/s2],
g – przyspieszenie ziemskie [m/s2],
kH, kV – poziomy, pionowy współczynnik sejsmiczny [-],
W – ciężar osuwającego się bloku gruntowego lub skalnego
[kN].
Wartość współczynników sejsmicznych zalecanych do obliczeń w świetle danych literaturowych jest bardzo zmienna,
nie zależy wyłącznie od wartości szczytowej przyspieszenia
drgań, ale również od m.in. skali wstrząsów, rodzaju obiektu,
niejednorodności masywu gruntowego lub skalnego itd. Wg
tych danych współczynnik sejsmiczny opisuje wzór:
k
N˜
a max
g
(12)
gdzie:
 – współczynnik redukcyjny, wg literatury  = 0,33 – 1,00.
W przypadku pseudostatycznej analizy stateczności skarp
w warunkach trzęsień ziemi wartość współczynnika sejsmicznego jest na ogół stała dla całego analizowanego przekroju
masywu gruntowego lub skalnego. Natomiast w przypadku
niewielkiego, punktowego źródła, energia wstrząsu szybko
maleje z odległością.
Dla tak sformułowanego zagadnienia modyfikacja formuły
wskaźnika stateczności metody szwedzkiej z uwzględnieniem
obu składowych sił parasejsmicznych wywołanych drganiami
opisuje wzór:
FF
>
@
6W 1 kV cos D k H sin D tan M 6c l
i
i
i
i
ii
>
6W 1 kV sin D k H cos D
i
i
i
@
(13)
gdzie:
Wi – ciężar i-tego bloku klina osuwu,
i , ci – parametry wytrzymałości gruntu w podstawie bloku
i-tego,
li, i – długość i nachylenie powierzchni poślizgu w i-tym
bloku.
Schemat obliczeniowy układu sił w klinie odłamu przedstawiono na rys. 4.
Rys. 4.
40
Schemat obliczeniowy analizy stateczności skarpy budowli
ziemnej metodą szwedzką z uwzględnieniem obciążeń parasejsmicznych
lipiec - wrzesień
Przykłady obliczeniowe
Oceny stateczności nasypu kolejowego
Jako przykład oceny stateczności budowli ziemnej poddanej obciążeniom znaczącej wartości wybrano nasyp kolejowy
linii magistralnej o prędkości rozkładowej 160 km/godz. Dla
takiego przypadku obciążenia dynamicznego uwzględnia się
je w metodach inżynierskich oceny stateczności w postaci
zastępczego obciążenia statycznego. Przykład ten jest o tyle
interesujący, iż Biuro Dróg Kolejowych PKP dopuszcza stosowanie dwóch podejść obliczeniowych: wg uregulowań krajowych podanych w „Warunkach technicznych … Id-3” [10]
oraz podejście obliczeniowe wg Eurokodu 7 [7, 8] dla oceny
stateczności oraz Eurokodu 1 [6] dla określenia wielkości obciążeń podtorza kolejowego.
Wg podejścia krajowego wielkość obciążeń można określić
za pomocą procedury podanej w załączniku nr 1 do normy
BN-88/8932-02 z roku 1988 [9]. Kluczowym parametrem jest tu
współczynnik dynamiczny, który dla prędkości 160 km/godz.
jest szacowany na poziomie  =2,6. Pionowe naprężenie oddziaływujące na torowisko o typowej konstrukcji toru wynosi
zatem zdmax = 149 kPa.
Zupełnie odmiennie podejście do ustalenia wartości obciążenia pseudostatycznego nasypu kolejowego przyjmuje Eurokod 1, który zaleca, by do oceny efektów globalnych, jako
równoważne obciążenie pionowe wywołane ruchem kolejowym lub w jego sąsiedztwie, przyjąć odpowiedni model obciążenia równomiernie rozłożony na szerokości 3 m na poziomie 0,7 m poniżej płaszczyzny jazdy. Ponadto wskazuje,
iż dla tak ustalonego obciążenia nie trzeba stosować współczynnika dynamicznego ani nadwyżki dynamicznej. W takim
przypadku, przyjmując typowe parametry linii magistralnej,
otrzymuje się wartość obciążenia podtorza q = 63 kPa. Zalecenia Eurokodu 1 nie uwzględniają zatem ani wpływu
prędkości rozkładowej na wielkości obciążeń ani wpływu
oddziaływań dynamicznych. Jak można zauważyć, wartość
zastępczego pseudostatycznego obciążenia eksploatacyjnego
ustalona wg zaleceń krajowych zdmax = 149 kPa jest wyższa
o 86 kPa, a więc aż o 136% od wartości obciążenia określonego według Eurokodu 1.
Dla ilustracji różnic w ocenie stateczności przeprowadzonych za pomocą podejścia wg Id-3 a podejściem wg norm
europejskich, obliczenia przeprowadzono dla typowego nasypu kolejowego uformowanego zgodnie z zasadami podanymi
w „Warunkach technicznych… Id-3” [10] – nasyp o nachyleniu
skarp 1 : 1,5 został uformowany z gruntów piaszczysto-gliniastych (piasków gliniastych) o typowych wartościach parametrów geotechnicznych  = 20 kN/m3,  = 15, c = 26 kPa. Dla
ograniczenia analizy stateczności do analizy stateczności skarp
nasypu, dla podłoża przyjęto wyższe wartości parametrów
geotechnicznych, tak aby najniebezpieczniejsze powierzchnie poślizgu przebiegały głównie w nasypie. W przykładzie
obliczeniowym analizowano stateczność nasypu o zmiennej
wysokości 3–6 m. Obliczenia stateczności przeprowadzono
metodą Bishopa w naprężeniach całkowitych (przyjęto, iż ciśnienie wody w porach gruntu nie występuje – nasyp w strefie
aeracji).
Na rys. 5 porównano wyniki analizy stateczności dla nasypu
o maksymalnej wysokości 6 m. Na wykresie zamieszczonym
na rys. 6 zestawiono wyniki uzyskane dla obu podejść obliczeniowych wraz ze stosownymi kryteriami oceny stateczności.
Jak można zauważyć na wykresie (rys. 6), przy przyjęciu podejścia zgodnego z krajowymi uregulowaniami, typowy obcią3 / 2013 [44]
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele
5a.
Rys. 5.
5b.
Ocena stateczności skarpy obciążonego nasypu kolejowego o wysokości 6 m
a) podejście według przepisów krajowych,
b) podejście według Eurokodu 1 oraz 7
WartoĞü wymagana wskaĨnika statecznoĞci przez przepisy krajowe ( Id3) po 2009 r.
2.0
Nośność podłoża nasypu kolejowego
Do przykładowej analizy słabonośnego podłoża nasypu
kolejowego wybrano odcinek modernizowanej linii E-20,
lipiec - wrzesień
1.8
WskaĨnik statecznoĞci F [-]
żony nasyp kolejowy o nachyleniach zgodnych z „Warunkami
technicznymi…” Id-3 [1] nie spełnia wymogów stosowanych
przed rokiem 2009 (Fdop = 1,5), a tym bardziej znacznie zwiększonych wymogów dotyczących zapasu stateczności, wprowadzonych po 2009 r. (Fdop = 2,0).
Całkowicie odmiennie przedstawiają się wyniki oceny stateczności przeprowadzonej na podstawie Eurokodów. W tym
przypadku wszystkie oceny stateczności są znacznie wyższe od wartości wymaganej Fdop = 1,0. Jednakże to podejście
(wg Eurokodów) winno być stosowane z rozwagą, gdyż nie
uwzględnia ono wpływu oddziaływań dynamicznych.
Tak znaczące różnice w ocenie stateczności tej samej budowli ziemnej wynikają z przyjmowanych założeń do oceny
stateczności ogólnej i są to:
– przyjęcie znacznie mniejszych obciążeń charakterystycznych
od przejeżdżającego składu kolejowego niż podane w zaleceniach krajowych, uwzględniających potencjalny wpływ
oddziaływań dynamicznych przy dużych prędkościach rozkładowych pociągów;
– przyjęcie znacznie niższego zapasu stateczności – wg Załącznika Krajowego do Eurokodu 7 [7] do oceny stateczności ogólnej
stosować należy podejście obliczeniowe 3, w którym zakłada się wymaganą wartość wskaźnika stateczności Fdop = 1,0,
a zapas stateczności wynika tylko z zastosowania w analizach
numerycznych obliczeniowych (obniżonych) wartości parametrów wytrzymałości na ścinanie oraz obliczeniowego obciążenia (zwiększonego), których wartości określa się na podstawie
współczynników częściowych i charakterystycznych wartości
danych geotechnicznych.
Przyjęcie tych założeń do oceny stateczności modernizowanych nasypów kolejowych może skutkować znacznie
mniejszym zakresem prac związanych z ich wzmocnieniem.
Jednakże w praktyce projektowej podejście prezentowane
w Eurokodzie 7 winno być stosowane z rozwagą, przede
wszystkim w sytuacjach, w których warunki gruntowe i wodne w nasypach i ich bezpośrednim podłożu nie sprzyjają silnemu tłumieniu niekorzystnych oddziaływań dynamicznych.
Ocena statecznoĞci wg
przepisów krajowych (id3)
1.6
WartoĞü wymagana wskaĨnika statecznoĞci
przez przepisy krajowe ( Id3) do 2009 r.
1.4
Ocena statecznoĞci wg EC7
1.2
WartoĞü wymagana wskaĨnika statecznoĞci przez EC7
1.0
3
4
5
6
WysokoĞü skarpy [m]
Rys. 6.
Porównanie ocen stateczności typowej skarpy nasypu kolejowego
w którym warunki geotechniczne przedstawia przekrój geologiczno-inżynierski w km 188+400 (rys. 7). Obliczenia dotyczą
podłoża nasypu od strony toru nr 2. Potrzebne do obliczeń
analitycznych wielkości geometryczne przyjęto jako wartości średnie w analizowanym przekroju. Podobnie postąpiono
w przypadku wydzielonych warstw nasypu i jego podłoża.
Ustalono następujące wielkości:
– rzut poziomy skarpy nasypu (odległość między przekrojami
a-a i c-c) B’ = L = 8,6 m,
– wysokość nasypu hn = 3,7 m,
– miąższość warstwy przykrywającej hk = 0,5 m,
– miąższość warstwy słabej (torfu) h = 1,8 m,
– ciężar objętościowy gruntu w nasypie n = 16,7 kN/m3,
– ciężar objętościowy gruntu warstwy przykrywającej
k = 16,2 kN/m3,
– ciężar objętościowy gruntu warstwy słabej  = 11,0 kN/m3.
Wartość obciążenia eksploatacyjnego „q” przyjęto zgodnie
z propozycją M. Krużyńskiego podaną w pracy [14] . Wartości
obciążenia q = 68 kPa można przyjąć dla przypadku, gdy skład
pociągu ma postój lub przemieszcza się z niewielką prędko3 / 2013 [44]
41
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele
ścią, a wartość q = 149
kPa jako obciążenie pseudostatyczne generowane
w czasie przejazdu pociągu z prędkością rozkładową v = 160 km/godz.
Zasadniczą
trudność
w prowadzonej analizie stateczności nastręcza wybór
parametrów wytrzymałości
warstwy słabej – torfu. Na
rys. 8 zestawiono wyniki
oceny wytrzymałości torfu
na podstawie badań w aparacie bezpośredniego ścinania wraz z wartością średnią o parametrach  = 9,5
i c = 11 kPa. Na wykresie
zaznaczono również ocenę tzw. wytrzymałości na
Przekrój geologiczno-inżynierski na linii E-20 wybrany do przykładu obliczeniowego. Skala rysunku skażona
ścinanie w warunkach bez
odpływu su, którą ustalono
na podstawie sondowania statycznego CPT. W tym przypadku
wartość parametrów wytrzymałości przyjmuje się jako u = 0
8
7
i cu = su = 50 kPa. Jak łatwo zauważyć, oceny parametrów wytrzy6
małości warstwy słabej różnią się, dlatego zdecydowano się na
5
wykonanie obliczeń dla wszystkich trzech zestawów parametrów
4
3
wytrzymałości warstwy torfu. Wyniki obliczeń wskaźników rów2
nowagi F1 i F2 dla wybranego przekroju poprzecznego nasypu
1
zestawiono w tab. 2.
75
W [kPa]
Rys. 7.
50
25
50
150
100
V [kPa]
wytrzymaáoĞü Ğrednia M=9,5q c=11 kPa
wytrzymaáoĞü w warunkach bez odpáywu su
wg sondowania CPT Mu= 0q cu= su= 50 kPa
wytrzymaáoĞü rekomendowana w dokumentacji projektowej
dla plastycznych gruntów organicznych Mu= 4,9q cu= 8 kPa
Rys. 8.
Lp.
-
Wytrzymałość organicznych gruntów słabonośnych z badań
w ABŚ 1 – GH/Nm mpl, 2 – T/Nm mpl wn =59%, 3 – T/Nm
wn =59%, 4 – Nm/T, 5 – T wn =48%, 6 – T wn =62%, 7 – T,
8 – T wn =62%
Parametry
wytrzymałości
warstwy słabej

[stop.]
c
[kPa]
Wartości wskaźnika równowagi
obciążenie
obciążenie
q = 68 kPa
q = 149 kPa
F1
F2
F1
F2
-
1
4,9
8
0,6
0,4
0,6
0,4
2
9,5
11
1,1
0,7
0,8
0,5
3
0
50
2,1
3,7
1,3
2,1
Tab. 2.
42
Interpretacja
wyników
obliczeń
przewidywana
utrata nośności
podłoża
z wypieraniem
warstwy słabej
przewidywana
utrata nośności
podłoża
z wypieraniem
warstwy słabej
mało prawdopodobne
wystąpienie
stanu granicznego nośności
podłoża
Zestawienie wyników obliczeń nośności organicznego podłoża budowli ziemnej
lipiec - wrzesień
Podsumowanie
Wprowadzane do praktyki projektowej procedury obliczeniowe sprawdzania stanów granicznych wg Eurokodów powinny być stosowane z rozwagą szczególnie w przypadkach
konieczności uwzględnienia oddziaływań dynamicznych i sejsmicznych, jeśli w podłożu występują warunki nie sprzyjające
tłumieniu drgań.
Przedstawione przykłady obliczeniowe dowodzą, iż oprócz
oceny stateczności globalnej projektowanych nasypów i oceny
ich osiadań, w wielu przypadkach należy sprawdzać możliwość
utraty stateczności lokalnej skarp, a także wystąpienia utraty
nośności podłoża tych nasypów, nawet łącznie z wypieraniem
z tego podłoża warstw gruntów słabych.
Ponadto dotychczasowe doświadczenia autorów w projektowaniu geotechnicznym skłaniają do sformułowania wniosków
o charakterze ogólnym.
Rozważane w artykule przypadki projektowania geotechnicznego niektórych budowli ziemnych w okresie przejściowym,
odnoszącym się do stosowania zasad projektowania zgodnie
z przepisami europejskimi, dowodzą, iż najczęściej stosowaną
metodą jest projektowanie na podstawie obliczeń.
Niezbędny w tej sytuacji model pracy podłoża gruntowego
to model analityczny, w którym zachowanie podłoża (jego nośność i deformacje) może być opisane określonym algorytmem
obliczeń, który wymaga ustalenia ilościowych danych geotechnicznych w postaci charakterystycznych wartości oddziaływań
i parametrów materiałowych gruntu.
Wprowadzenie do projektowania w szerszym zakresie półempirycznego modelu podłoża, dla którego ustala się parametry materiałowe na podstawie wyników badań polowych (badania in situ) i lokalnych zależności korelacyjnych, jest właściwym
3 / 2013 [44]
GEOINŻYNIERIA
Geoinżynieria
drogi mosty tunele
kierunkiem w projektowaniu geotechnicznym, ale wymaga
zdobycia odpowiednich polskich doświadczeń.

Literatura
[1] Rozporządzenie Ministra Transportu, Budownictwa i Gospodarki Morskiej z dnia 25 kwietnia 2012 r. w sprawie ustalania geotechnicznych warunków posadawiania obiektów
budowlanych. Dz. U. rok 2012, poz. 463.
[2] Rozporządzenie Ministra Spraw Wewnętrznych i Administracji z dnia 24 września 1998 r. w sprawie ustalania geotechnicznych warunków posadawiania obiektów budowlanych.
Dz. U. Nr 126, poz. 839.
[3] Rozporządzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej
z dnia 2 marca 1999 r. w sprawie warunków technicznych,
jakim powinny odpowiadać drogi publiczne i ich usytuowanie. Dz.U. 1999 nr 43 poz. 430.
[4] Rozporządzenie Ministra Środowiska z dnia 20 kwietnia 2007
w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budowle hydrotechniczne i ich usytuowanie. Dz.U.
Nr 86/2007, poz. 579.
[5] Rozporządzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej nr
987 z dnia 10.09.1998 r. w sprawie warunków technicznych,
jakim powinny odpowiadać budowle kolejowe i ich usytuowanie. Dz.U. Nr 151 z dnia 15.12.1998 r.
[6] PN-EN 1991-2:2007. Eurokod 1. Oddziaływania na konstrukcje. Część 2. Obciążenia ruchome mostów.
[7] PN-EN 1997-1:2008 Eurokod 7. Projektowanie geotechniczne.
Część 1: Zasady ogólne
[8] PN-EN 1997-1:2008/Ap2:2010 Eurokod 7. Projektowanie geotechniczne. Część 1: Zasady ogólne. Załącznik krajowy NA.
lipiec - wrzesień
[9] Norma branżowa „Podtorze i podłoże kolejowe. Roboty
ziemne. Wymagania i badania” BN-88/8932-02 z roku 1988.
[10] Warunki techniczne utrzymania podtorza kolejowego Id-3,
PKP Polskie Linie Kolejowe S.A., Warszawa 2009.
[11] Posadowienie obiektów budowlanych w sąsiedztwie skarp
i zboczy. Instrukcja ITB nr 304, Warszawa 1991.
[12] Ocena stateczności skarp i zboczy. Instrukcja ITB nr 424/2006.
Warszawa, 2006.
[13] Kłosiński B., Leśniewski Ł., O wymaganiach dotyczących stateczności zboczy i skarp. Zeszyty Naukowo-Techniczne SITK
Oddział Kraków, Zeszyt 144, Kraków 2009.
[14] Krużyński M., Hawrysz M., Batog A., Stateczność skarp nasypów modernizowanych linii magistralnych. III MKN-T Problemy modernizacji i naprawy podtorza konferencyjnego.
Materiały konferencyjne. Wrocław – Żmigród, 2006.
[15] Wiłun Z., Zarys geotechniki, Wyd. KiŁ, Warszawa, 1987, 2000.
[16] Wysokiński L., Zabezpieczanie stateczności skarp i zboczy,
XVI Konferencja PZITB „Warsztat Pracy Projektanta Konstrukcji”, Ustroń 2001.
[17] PN 81 – B/03020 Grunty budowlane. Posadowienia bezpośrednie budowli.
[18] Wysokiński L., Kotlicki W., Godlewski T., Projektowanie geotechniczne według Eurokodów. Poradnik., ITB, Warszawa
2011.
[19] Bzówka J. i inni, Geotechnika komunikacyjna, Wyd. Politechniki Śląskiej, Gliwice, 2012.
Referat został wygłoszony podczas XXVIII Ogólnopolskich
Warsztatów Pracy Projektanta Konstrukcji „GEOTECHNIKA”,
5–8 marca 2013 r., Wisła
3 / 2013 [44]
43