Nawierzchnie, nasypy, podłoże

Transkrypt

5
2014
rocznik LXIX
cena 23,00 zł
w tym 5% VAT
komunikacyjny
UKAZUJE SIĘ OD 1945 ROKU
ISSN
0033-22-32
Analiza wpływu zmiany parametrów deformacji górniczej na linię
kolejową. Projektowanie nasypów komunikacyjnych ze zbrojeniem
geosyntetycznym podstawy na słabym podłożu gruntowym. Konkurencja
pociągów drogowych dla transportu kolejowego w Europie. Ocena
wpływu wybranego wzmocnienia podłoża gruntowego na trwałość
konstrukcji nawierzchni drogowej. Analiza zapasów stateczności
nasypów komunikacyjnych
Podstawowe informacje dla Autorów artykułów
„Przegląd Komunikacyjny” publikuje artykuły związane z szeroko rozumianym transportem oraz infrastrukturą transportu. Obejmuje to zagadnienia
techniczne, ekonomiczne i prawne. Akceptowane są także materiały związane z geografią, historią i socjologią transportu.
Artykuły publikowane w „Przeglądzie Komunikacyjnym” dzielimy na: „wnoszące wkład naukowy w dziedzinę transportu i infrastruktury
transportu” i „pozostałe”. Prosimy Autorów o deklarację, do której grupy zaliczyć ich prace.
Materiały do publikacji należy przesyłać w formie elektronicznej na adres redakcji: [email protected]
Pierwszym krokiem jest przesłanie ZGŁOSZENIA PUBLIKACJI (do pobrania ze strony: przeglad.komunikacyjny.pwr.wroc.pl). W zgłoszeniu należy
podać: imię i nazwisko autora, adres mailowy oraz adres do tradycyjnej korespondencji, miejsce zatrudnienia, zdjęcie (w przypadku większej liczby
autorów konieczne są dane o wszystkich osobach oraz wskazanie autora korespondencyjnego), tytuł artykułu oraz streszczenie i słowa kluczowe (te
informacje także w języku angielskim). Konieczna jest także deklaracja, czy artykuł ma być zaliczony do grupy „wnoszących wkład naukowy...”, czy „pozostałe”. Artykuły mogą być napisane w języku angielskim. Możliwe jest przesłanie od razu całego artykułu (zgłoszenie + artykuł + oświadczenie
Autora, opracowanych według zasad jak niżej).
Na podstawie ZGŁOSZENIA PUBLIKACJI Kolegium Redakcyjne podejmuje decyzję odnośnie zaproszenia Autora do nadesłania artykułu lub sugeruje
przesłanie do innego czasopisma.
W celu usprawnienia i przyspieszenia procesu publikacji prosimy o zastosowanie się do poniższych wymagań dotyczących nadsyłanego materiału:
1. Tekst artykułu powinien być napisany w jednym z ogólnodostępnych programów (na przykład Microsoft Word). Wzory i opisy wzorów powinny być wkomponowane w tekst. Tabele należy zestawić po zakończeniu tekstu. Ilustracje (rysunki, fotografie, wykresy) najlepiej dołączyć jako oddzielne pliki. Można je także
wstawić do pliku z tekstem. Możliwe jest oznaczenie miejsc w tekście, w których
autor sugeruje wstawienie stosownej ilustracji lub tabeli. Obowiązuje odrębna
numeracja ilustracji (bez rozróżniania na rysunki, fotografie itp.) oraz tabel.
2. Całość materiału nie powinna przekraczać 12 stron w formacie Word (zalecane
jest 8 stron). Do limitu stron wlicza się ilustracje załączane w odrębnych plikach
(przy założeniu że 1 ilustracja = ½ strony).
3. Format tekstu powinien być jak najprostszy (nie stosować zróżnicowanych styli,
justowania, dzielenia wyrazów, podwójnych i wielokrotnych spacji itp.). Dopuszczalne jest pogrubienie, podkreślenie i oznaczenie kursywą istotnych części tekstu, a także indeksy górne i dolne. Nie stosować przypisów.
4. Nawiązania do pozycji zewnętrznych - cytaty (dotyczy również podpisów ilustracji i tabel) oznacza się numeracją w nawiasach kwadratowych [...]. Numeracja
odpowiada zestawieniu na końcu artykułu (oznaczonego jako „Materiały źródłowe”). Zestawienie powinno być ułożone alfabetycznie. Nie należy zamieszczać
informacji o materiałach źródłowych w przypisach.
5. Jeżeli Autor wykorzystuje materiały objęte nie swoim prawem autorskim, powinien uzyskać pisemną zgodę właściciela tych praw do publikacji (niezależnie od
podania źródła). Kopie takiej zgody należy przesłać Redakcji.
Po akceptacji ZGŁOSZENIA PUBLIKACJI należy dosłać: artykuł (bez danych
identyfikujących autora) z materiałami dodatkowymi, takimi jak tabele, ilustracje
(wkomponowane w tekst lub w oddzielnych plikach) oraz „Oświadczenie Autora
korespondencyjnego”.
Do przygotowania załączników można wykorzystać pliki (do pobrania ze strony:
przeglad.komunikacyjny.pwr.wroc.pl):
• „Wzórartykułu”–plikedytoraWord,którymożebyćpodstawąformatowania własnego artykułu;
• „OświadczenieAutorakorespondencyjnego”.
Dodatkowo można skorzystać z następujących plików:
• "Przyład zgłoszenia artykułu" i „Przykładowy artykuł w wersji nadesłanej przez
Autora”–prosimyo przygotowaniewłasnegomateriałuw zbliżonejformie;
• „Przykładowy artykuł w wersji publikowanej w Przeglądzie Komunikacyjnym”–jesttotasamapozycjajakw plikuwyżej,z tymżejużposkładzie
i druku, prosimy o porównanie obu wersji.
Uwaga!
Duże rozbieżności pomiędzy nadesłanym materiałem, a powyższymi wymaganiami spowodują odesłanie całości do autorów z prośbą o autokorektę.
W przypadku pytań prosimy o kontakt:
[email protected]
Artykuły wnoszące wkład naukowy podlegają rozbudowanym procedurom recenzji merytorycznych zgodnie z wytycznymi MNiSW, co pozwala zaliczyć je, po
opublikowaniu, do dorobku naukowego (z punktacją przyznawaną w toku oceny
czasopismnaukowych–aktualniesąto4 punkty):
1. Do oceny każdej publikacji powołuje się co najmniej dwóch niezależnych recenzentów spoza jednostki.
2. W przypadku tekstów powstałych w języku obcym, co najmniej jeden z recenzentów jest afiliowany w instytucji zagranicznej innej niż narodowość autora
pracy.
3. Rekomendowanym rozwiązaniem jest model, w którym autor(zy) i recenzenci
nie znają swoich tożsamości (tzw. "double-blind review process").
4. W innych rozwiązaniach recenzent musi podpisać deklarację o nie występowaniu konfliktu interesów; za konflikt interesów uznaje się zachodzące między recenzentem a autorem:
a) bezpośrednie relacje osobiste (pokrewieństwo, związki prawne, konflikt),
b) relacje podległości zawodowej,
c) bezpośrednia współpraca naukowa w ciągu ostatnich dwóch lat poprzedzających przygotowanie recenzji.
5. Recenzja musi mieć formę pisemną i kończyć się jednoznacznym wnioskiem co
do dopuszczenia artykułu do publikacji lub jego odrzucenia.
6. Zasady kwalifikowania lub odrzucenia publikacji i ewentualny formularz recenzencki są podane do publicznej wiadomości na stronie internetowej czasopisma
lub w każdym numerze czasopisma.
7. Nazwiska recenzentów poszczególnych publikacji/numerów nie są ujawniane;
raz w roku (w ostatnim numerze oraz na stronie internetowej) czasopismo podaje do publicznej wiadomości listę recenzentów współpracujących.
Szczegóły powyższych procedur dostępne są na stronie internetowej MNiSW.
Artykuły pozostałe podlegają recenzjom merytorycznym jednego recenzenta
(ewentualnie spoza jednostki). Proces ich publikacji jest szybszy. Autorom nie przysługuje punktacja do dorobku naukowego.
Przygotowany materiał powinien obrazować własny wkład badawczy autora. Redakcja wdrożyła procedurę zapobiegania zjawisku Ghostwriting (z „ghostwriting”
mamy do czynienia wówczas, gdy ktoś wniósł istotny wkład w powstanie publikacji, bez ujawnienia swojego udziału jako jeden z autorów lub bez wymienienia
jego roli w podziękowaniach zamieszczonych w publikacji). Tekst i ilustracje muszą
być oryginalne i niepublikowane w innych miejscach (w tym w internecie). Możliwe jest zamieszczanie artykułów, które ukazały się w materiałach konferencyjnych
i podobnych (na prawach rękopisu) z zaznaczeniem tego faktu i po przystosowaniu do wymogów publikacyjnych „Przeglądu Komunikacyjnego”.
Redakcja nie zwraca nadsyłanych materiałów. Na życzenie możliwa jest autoryzacja
materiału przygotowanego do druku.
Autorzy otrzymują bezpłatnie numer w którym ukazała się ich publikacja.
Korespondencję inną niż artykuły do recenzji prosimy kierować na adres:
[email protected]
Redakcja pisma oferuje objęcie patronatem medialnym konferencji, debat, seminariów itp.:
http://przeglad.komunikacyjny.pwr.wroc.pl/patron.html.
Patronat obejmuje:
•ogłaszanieprzedmiotowychinicjatywnałamachpisma,
•zamieszczaniewybranychreferatów/wystąpieńpodostosowaniuichdowymogówredakcyjnych,
•publikacjęinformacjikońcowych(podsumowania,apele,wnioski),
•kolportażpowyższychinformacjidowskazanychadresatów.
Ceny są negocjowane indywidualnie w zależności od zakresu zlecenia. Możliwe są atrakcyjne upusty.
Powyższe informacje oraz więcej szczegółów dostępne są na stronie:
www.przegladkomunikacyjny.sitk.org
5/2014
rocznik LXIX
Na okładce: odkształcenia w nawierzchni,
autor: Piotr Mackiewicz
komunikacyjny
Szanowni Czytelnicy!
Oddajemy kolejny numer Przeglądu Komunikacyjnego do lektury naszych Prenumeratorów i Czytelników. Numer poświęcony jest prawie w całości zagadnieniom geotechnicznym
w projektowaniu i kształtowania nasypów oraz podłoża budowli ziemnych obiektów infrastruktury transportowej.
Jest ciekawy artykuł poświęcony problematyce projektowania i kształtowania niwelety linii kolejowych przebiegających przez tereny narażone na wpływy górnicze. Podano sposób
obliczania wskaźników deformacji niecki pogórniczej wraz z propozycją korekty niwelety linii
kolejowej. Wiele dyskusji wśród inżynierów i badaczy budzi wzmacnianie nasypów i podłoża
gruntowego geosyntetykami. Temu zagadnieniu poświęcony jest następny artykuł w którym
Autorzy omawiają normę brytyjską oraz zalecenia niemieckie dotyczące obliczania zbrojenia spodów nasypów spoczywających na słabo nośnym podłożu. W kraju brak jest tego
rodzaju wytycznych i metod obliczeń. Jest również w numerze interesujący artykuł w którym
przeprowadzono dyskusję na temat zapasów stateczności skarp nasypów i wykopów drogowych wg metod i sposobów podejścia proponowanych w Eurokodzie 7. Autorzy proponują
różne podejścia w zależności od stopnia rozpoznania geotechnicznego podłoża i nasypu.
Ciekawy artykuł poświęcono problematyce wzmacniania podłoża nawierzchni drogowych i jego wpływie na trwałość nawierzchni drogowych. W tym celu Autor wykorzystał różne modele podłoża (sprężysty i sprężysto-plastyczny) i z wykorzystaniem metody elementów
skończonych zaproponował metodę obliczania grubości wzmocnienia podłoża.
W numerze jest również interesujący artykuł omawiający przewozy ładunków pojazdami
o podwyższonej masie całkowitej i długości tzw. pociągami drogowymi. W tej kwestii trwa
dyskusja w Europie. Zwolennicy wskazują na mniejsze zużycie paliw płynnych oraz mniejszą
emisję spalin. Przeciwnicy wskazują na mniejsze bezpieczeństwo na drogach oraz przejmowanie ładunków z kolei. W każdym razie jest to alternatywny rodzaj transportu.
W dniach 9-10 maja 2014 r. odbył się w Ostrowie Wlkp. XXXI zwyczajny krajowy zjazd SITK
RP na którym wybrano Prezesa oraz nowe władze Stowarzyszenia. Gratulujemy wyboru oraz
życzymy owocnej działalności na rzecz transportu i infrastruktury transportowej. W numerze
list nowo wybranego Prezesa prof. dra hab. inż. Janusza Dyducha do członków Stowarzyszenia oraz skład nowego Zarządu i krajowych komisji.
Życzę owocnej lektury:
Prof. dr hab. inż. Antoni Szydło
Redaktor Naczelny
Wydawca:
Stowarzyszenie Inżynierów i Techników
Komunikacji Rzeczpospolitej Polskiej
00-043 Warszawa, ul. Czackiego 3/5
Redaktor Naczelny:
Antoni Szydło
Redakcja:
Krzysztof Gasz, Igor Gisterek, Bartłomiej Krawczyk,
Maciej Kruszyna (Z-ca Redaktora Naczelnego),
Agnieszka Kuniczuk - Trzcinowicz
(Redaktor językowy), Piotr Mackiewicz (Sekretarz),
Wojciech Puła (Redaktor statystyczny), Wiesław
Spuziak, Robert Wardęga, Czesław Wolek
Rada naukowa:
Marek Ciesielski (Poznań), Antanas Klibavičius (Wilno),
Jozef Komačka (Žilina), Elżbieta Marciszewska
(Warszawa), Bohuslav Novotny (Praga), Andrzej S.
Nowak (Lincoln, Nebraska), Tomasz Nowakowski
(Wrocław), Victor V. Rybkin (Dniepropietrovsk),
Marek Sitarz (Katowice), Wiesław Starowicz
(Kraków), Hans-Christoph Thiel (Cottbus), Krystyna
Wojewódzka-Król (Gdańsk), Elżbieta Załoga
(Szczecin), Andrea Zuzulova (Bratysława)
Rada programowa:
Mirosław Antonowicz, Dominik Borowski, Leszek
Krawczyk, Marek Krużyński, Leszek W. Mindur,
Andrzej Żurkowski
Adres redakcji do korespondencji:
Poczta elektroniczna:
[email protected]
Deklaracja o wersji pierwotnej czasopisma
Główną wersją czasopisma jest wersja
papierowa. Na stronie internetowej czasopisma
dostępne są streszczenia artykułów w języku
polskim i angielskim.
Poczta „tradycyjna”:
Piotr Mackiewicz, Maciej Kruszyna
Politechnika Wrocławska, Wybrzeże
Wyspiańskiego 27, 50-370 Wrocław
Faks: 71 320 45 39
Czasopismo jest umieszczone na liście
Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa Wyższego
(4 pkt. za artykuł recenzowany)
5 /2014
Redakcja zastrzega sobie prawo dokonywania
zmian w materiałach nie podlegających recenzji.
W numerze
Streszczenia artykułów recenzowanych
2
Aktualności
3
Aneta Korytkowska
Joanna Bzówka
Analiza wpływu zmiany parametrów deformacji
górniczej na linię kolejową
7
Angelika Duszyńska
Paweł Szypulski
Projektowanie nasypów komunikacyjnych ze
zbrojeniem geosyntetycznym podstawy na
słabym podłożu gruntowym
11
Janusz Poliński
Konkurencja pociągów drogowych dla
transportu kolejowego w Europie
19
Piotr Mackiewicz
Ocena wpływu wybranego wzmocnienia
podłoża gruntowego na trwałość konstrukcji
nawierzchni drogowej z uwzględnieniem
kryteriów deformacji podłoża gruntowego 27
Andrzej Batog, Elżbieta Stilger-Szydło
Analiza zapasów stateczności nasypów
komunikacyjnych31
Informacje SITK-RP
35
Transportation overview
36
Artykuły opublikowane w „Przeglądzie Komunikacyjnym” są dostępne w bazach danych
20 bibliotek technicznych
oraz są indeksowane w bazach:
BAZTECH http://baztech.icm.edu.pl
Index Copernicus http://indexcopernicus.com
Prenumerata:
Szczegóły i formularz zamówienia na
www.przegladkomunikacyjny.sitk.org
Obecna Redakcja dysponuje numerami
archiwalnymi począwszy od 4/2010.
Numery archiwalne z lat 2004-2009 można
zamawiać w Oddziale krakowskim SITK,
ul. Siostrzana 11, 30-804 Kraków,
tel./faks 12 658 93 74, [email protected]
Projekt i DTP:
ESD-DRUKARNIA, 50-503 Wrocław, ul. Paczkowska 26
tel. 71 71 71 721
Marcin Moskała, [email protected]
Reklama:
Dział Marketingu: [email protected]
Nakład: 800 egz.
p r zeg ląd komunik ac y jny
1
Streszczenie artykułów recenzowanych
Strona
7 Aneta Korytkowska, Joanna Bzówka
Strona
19 Janusz Poliński
Analiza wpływu zmiany parametrów deformacji
górniczej na linię kolejową
Konkurencja pociągów drogowych dla transportu
kolejowego w Europie
W artykule przeanalizowano wpływ zmiany górotworu i ukształtowania powierzchni terenu, będące skutkiem podziemnej eksploatacji górniczej na linię kolejową. Pokazano sposób obliczania
wskaźników deformacji niecki według teorii Budryka – Knothego
oraz zaproponowano schemat postępowania w przypadku wystąpienia uszkodzeń.
Przewozy ładunków ciężarowymi pojazdami drogowymi o podwyższonej masie całkowitej i długości są związane z wieloma ograniczeniami, określonymi w dyrektywie 96/53/WE. Tendencja do zwiększania podstawowych parametrów pojazdów drogowych posiada
wielu zwolenników, widzących wiele korzyści z ich eksploatacji. Dotyczą one m.in. zmniejszonego zużycia paliw płynnych, niższej emisji szkodliwych substancji do atmosfery, niższych kosztów przewozu. Przeciwnicy systemu wskazują na mniejsze bezpieczeństwo na
drogach, przejmowanie części ładunków z przewozów kolejowych
itp. W kilku państwach pociągi drogowe są eksploatowane od wielu
lat. W niektórych zabroniono ich kursowania. Operatorzy drogowi
zabiegają o zezwolenia na swobodne przejazdy pociągów drogowych na terenie Europy. W wielu państwach trwają testy i badania,
a także konsultacje społeczne, które pozwolą wspomagać procesy
decyzyjne. Artykuł przybliża powyższą problematykę specjalistom z
różnych gałęzi transportu, wskazując na potrzebę uwzględniania tej
formy przewozów w prognozowaniu zadań transportu lądowego.
Słowa kluczowe: Kolej, Eksploatacja górnicza
Słowa kluczowe: Przewozy ładunków; Pociągi drogowe
Strona
11 Angelika Duszyńska, Paweł Szypulski
Projektowanie
nasypów
komunikacyjnych
ze
zbrojeniem geosyntetycznym podstawy na słabym
podłożu gruntowym
W Polsce brak jest norm krajowych dotyczących projektowania
konstrukcji ziemnych z zastosowaniem geosyntetyków. Celem
niniejszego artykułu jest szczegółowe przeanalizowanie procedur
wymiarowania wzmocnień geosyntetycznych podstawy nasypów
na słabym podłożu gruntowym, zawartych w brytyjskiej normie
BS 8006 i niemieckich wytycznych EBGEO. Jest bardzo prawdopodobne, że w przyszłości omawiane zalecenia zostaną wykorzystane jako baza do stworzenia polskiego załącznika krajowego
do Eurokodu 7, dotyczącego projektowania konstrukcji z gruntu
zbrojonego geosyntetykami.
Strona
27 Piotr Mackiewicz
Ocena wpływu wybranego wzmocnienia podłoża
gruntowego na trwałość konstrukcji nawierzchni
drogowej z uwzględnieniem kryteriów deformacji
podłoża gruntowego
W artykule przeprowadzono analizy numeryczne z wykorzystaniem
metody elementów skończonych w celu oceny wpływu wzmocnienia podłoża na trwałość nawierzchni drogowej. Do obliczeń wybrano
nawierzchnię miejsc postojowych przeznaczoną dla ruchu pojazdów ciężarowych. Obliczenia przeprowadzono dla materiału podłoża
gruntowego o właściwościach sprężystych i sprężysto-plastycznych.
Ocenę trwałości przeprowadzono wykorzystując wybrane kryteria
deformacji podłoża gruntowego. Stwierdzono istotny wpływ grubości wybranego wzmocnienia (stabilizacji) na trwałość nawierzchni
oraz znaczną różnorodność wyników w zależności od zastosowanego kryterium. Stwierdzono, że zastosowanie modelu nieliniowego
dla zadanych parametrów podłoża może pozwolić precyzyjniej dobrać wielkość wzmocnienia dla wymaganej kategorii ruchu.
Słowa kluczowe: MES; Kryterium deformacji; Stabilizacja; Model podłoża
Strona
31 Andrzej Batog, Elżbieta Stilger-Szydło
Analiza
zapasów
komunikacyjnych
stateczności
nasypów
Zagadnienie stateczności skarp i zboczy jest jednym z ważniejszych
problemów budownictwa drogowego. Autorzy w niniejszym artykule zawarli dyskusję sposobów przeprowadzania oceny stateczności
skarp nasypów drogowych oraz interpretacji uzyskanych wyników
uwzględniając procedury wprowadzone przez Eurokod 7.
Słowa kluczowe: Nasyp drogowy; Słabe podłoże; Geosyntetyk
2
p r zegląd komunik ac yjny
Słowa kluczowe: Drogi; Skarpy; Stateczność.
5 /2014
Aktualności
Problemy z budową OPAT. Rząd nie
dołoży pieniędzy do nowej obwodnicy
Będzie północna obwodnica Katowic.
Ma kosztować 100 mln zł
Ksenia Pisera, Dziennik Bałtycki, 1.04.2014
Gazeta Wyborcza Katowice, 9.04.2014
Obwodnica Północna Aglomeracji Trójmiejskiej
to droga lokalna, a nie krajowa więc dotacji do
inwestycji nie będzie i rząd nie dołoży się do jej
budowy. Nie sprawdziły się argumenty, jakimi
posłowie starali się nakłonić rząd do poparcia
planu budowy OPAT. Odpowiedź na skierowany w lutym do premiera Donalda Tuska dezyderat parlamentarzystów stanowi m.in., że
OPAT ma charakter lokalny i jako taki powinien
być realizowany. Odpowiedzi na apel posłów
ostatecznie udzielił nie premier, a podsekretarz
stanu w Ministerstwie Infrastruktury i Rozwoju
Zbigniew Klepacki. Jak podało centrum informacyjne rządu, to dlatego, że premier Donald
Tusk przekazał to zadanie na ręce właśnie tego
ministerstwa. Zgodnie z odpowiedzią wiceministra Klepackiego, budowa OPAT nie może zostać
ujęta w Programie Budowy Dróg Krajowych na
lata 2014-2020 (...).
Prezydenci Katowic i Siemianowic Śląskich ogłosili, że wspólnie zbudują drogę, która połączy
obydwa miasta. Prezydenci w środę podpisali list
intencyjny w tej sprawie. Chodzi o przedłużenie
ul. Stęślickiego do al. Korfantego, a potem przez
tereny dawnej Huty Silesia w stronę Siemianowic
Śląskich. Tu droga poprowadzi przez tereny przemysłowe do ul. Mysłowickiej w Siemianowicach.
Katowicki odcinek ma być jednojezdniowy, a ten
w Siemianowicach będzie miał dwie jezdnie.
W sumie droga ma mieć ok. 5 kilometrów długości. Oprócz tego w stronę Siemianowic Śląskich
zostanie przedłużona ul. Bohaterów Monte Cassino, która dziś kończy się na skrzyżowaniu z ul.
Leopolda (...).
Autostradą do Dębicy jednak nie
latem, a dopiero jesienią
Andrzej Skórka, Gazeta Krakowska, 14.04.2014
Z przyspieszenia budowy jednej nitki A4 między
Tarnowem i Dębicą nic nie wyszło. Autostrada
połączy miasta najwcześniej w październiku.
Teoretycznie budowa odcinka autostrady A4
między Tarnowem i Dębicą powinna zakończyć
się 7 listopada. Na początku roku drogowcy
deklarowali jednak, że byliby w stanie znacznie wcześniej ukończyć jedną nitkę trasy. Tak,
by dało się ruch między miastami puścić już
w połowie wakacji. Trwające kilka miesięcy negocjacje i rozmowy konsorcjum Heilt Woerner
i Budimex z Generalną Dyrekcją Dróg Krajowych
i Autostrad zakończyły się klapą. Dlaczego? Drogowcy nie chcą się na ten temat wypowiadać.
Wiadomo jednak, że poszło o pieniądze. Konsorcjum wyliczyło, że za szybsze przygotowanie
jednej 35-kilometrowej nitki autostrady powinno zainkasować kilkadziesiąt milionów złotych
więcej, niż kwota zapisana w kontrakcie (81,5
mln zł) (...).
Z Poznania nad morze pojedziemy
dużo szybciej. Od połowy maja
Maciej Łosiak, Głos Wielkopolski, 10.04.2014
Ostatni brakujący odcinek ekspresówki S3
między Szczecinem a Zieloną Górą zostanie
otwarty 15 maja. Ułatwi to m.in. dojazd nad
morze. Otwarcie nowego odcinka drogi S3
to doskonała informacja nie tylko dla mieszkańców województwa lubuskiego (szybciej
będzie można dojechać z Gorzowa Wielkopolskiego do Zielonej Góry), ale także dla osób
podróżujących z Poznania nad morze lub do
Szczecina. Fragment od Międzyrzecza do Gorzowa Wielkopolskiego jest ostatnim brakującym w ciągu drogi ekspresowej między Nową
Solą (na południe od Zielonej Góry) a Goleniowem (na północ od Szczecina). Dzięki nowemu odcinkowi S3 do węzła autostrady A2
w rejonie Świebodzina podłączone zostaną
też Szczecin i Świnoujście (...).
5 /2014
Czy powstanie DTŚ Wschód? Jest
przetarg na projekt
Przemysław Jedlecki, Piotr Purzyński, Gazeta Wyborcza
Katowice, 9.04.2014
Władze Jaworzna w imieniu trzech miast ogłosiły
przetarg na przygotowanie projektu Drogowej
Trasy Średnicowej. Miałaby ona dotrzeć do Mysłowic, Sosnowca i Jaworzna. Wzdłuż drogi mają
powstać trasy rowerowe (...). W pierwszym etapie
DTŚ Wschód, za 300 mln zł powstanie odcinek od
węzła Wilhelmina do węzła Jęzor: trasa pobiegnie
przez Mysłowice, częściowo ul. Obrzeżną Zachodnią, aż do węzła Jęzor na granicy Jaworzna
i Sosnowca. Tu DTŚ ma się łączyć z drogą nr 79
i S1. Drugi odcinek będzie kosztował 600 mln zł
i będzie prowadził od Mysłowic do Sosnowca (...).
Wraca pomysł budowy obwodnicy
metropolii. Będzie autostrada A4-bis?
Radni sejmiku przyjęli w poniedziałek Strategię
Rozwoju Systemu Transportu Województwa Śląskiego. Jednym z jej najważniejszych pomysłów
jest budowa obwodnicy autostradowej Metropolii Górnośląskiej (...). Za najważniejsze inwestycje
uznano m.in. budowę autostrady A1 od Pyrzowic
do granicy z województwem łódzkim oraz obwodnicy autostradowej Metropolii Górnośląskiej
(A4-bis). O potrzebie budowy takiego połączenia
już w latach 90. myślał ówczesny wojewoda Wojciech Czech (...). Z przyjętego przez radnych dokumentu wynika, że obwodnica miałaby w pierwszej kolejności łączyć Gliwice oraz Katowice (wraz
z leżącymi na ich trasie miastami), tak by odciążyć
ruch na autostradzie A4. Stąd też nazwa autostrada „A4-bis”(...).
Hiszpanie wyremontują linię kolejową
do granicy z Czechami
PKP PLK rozstrzygnęły przetarg na remont linii
kolejowej Rybnik - Chałupki. Prace przeprowadzi
konsorcjum hiszpańskich firm, a inwestycja ma
się zakończyć do 31 października 2015 roku. Do
przetargu stanęło 11 firm, ale zwyciężyła ta, która
zaproponowała najniższą cenę. Przetarg wygrało
konsorcjum Rubau Polska, Construcciones Rubau,
Rover Alcisa z najtańszą ofertą o wartości 176,53
mln zł. Hiszpanie zmodernizują tory, sieć trakcyjną i perony. Wiadomo, że prędkość pociągów na
zmodernizowanej trasie ma się zwiększyć z 30 do
80 km/godz (...).
Testy zuryskiej linii średnicowej
Anitra Green, International Railway Journal, 16.04.2014
Na nowej średnicy kolejowej w Zurychu (Durchmesserlinie – DML) 12 kwietnia rozpoczęły się
jazdy próbne, które mają objąć 60 przejazdów
przez nową stację Löwenstrasse, położoną pod
dotychczasowym dworcem głównym. W jazdach
wzięły udział wszystkie rodzaje składów używanych w zuryskim S-Bahnie, ponadto pociągi dalekobieżne ICN i IC2000. Przeprowadzono również
próbną ewakuację z udziałem 500 osób. DML to
największy miejski projekt budowlany w Szwajcarii, łączący Altstetten ze stacją Oerlikon przez
Zurich Hbf i tunel Weinberg o długości prawie 5
km, wijący się pod centrum miasta. Połączenie to
pozwoli na przyspieszenie pociągów kursujących
między wschodnią i zachodnią częścią kraju dzięki wyeliminowaniu konieczności zmiany czoła.
Pozwoli to również na wygodniejszą obsługę pasażerów na zuryskim dworcu głównym, z którego
obecnie w dniu roboczym korzysta około pół miliona podróżnych.
Ełcka Kolej Wąskotorowa ma więcej
pojazdów
Jar, Rynek Kolejowy, 01.04.2014
„Gazeta Współczesna” poinformowała o zakupie
dwóch parowozów oraz trzech tendrów przez
Muzeum Historyczne w Ełku. Po odrestaurowaniu
nabytki będą wyeksponowane na tutejszej stacji.
Na stronach Miejskiego Ośrodka Sportu i Rekreacji w Ełku można zapoznać się z rozkładem jazdy
ogólnodostępnych pociągów uruchamianych
na tej kolei. Sprzedawane przez PKP pojazdy zostały zakupione przez Muzeum Historyczne, które
od niedawna jest zarządcą Ełckiej Kolei Wąskotorowej. Lokomotywy parowe zostały wybudowane
w 1943 r. i 1952 r. W planach instytucja kultury ma
pozyskanie kolejnych pojazdów oraz stworzenie
ekspozycji taboru normalnotorowego, a później
uruchomienie Kolejowego Centrum Nauki – poinformował regionalny dziennik.
Takiej toalety w pociągu jeszcze nie
widziałeś
mc, Gazeta Wyborcza, 14.04.2014
PKP Intercity zaprezentowało nowe wagony,
które będą wykorzystywane do obsługi połączenia Wrocław - Poznań - Trójmiasto. W końcu
będziemy mogli podróżować w normalnych
warunkach: w klimatyzowanych przedziałach,
na wygodnych fotelach, z dostępem do prądu.
W ostatnich latach kolejowe połączenie Dolnego Śląska z Pomorzem Gdańskim było traktowane po macoszemu: atrakcją nie był ani czas
podróży, ani komfort przejazdu. (...) Trasę obsługiwały bez wyjątku pociągi złożone ze starych
wagonów, w których nie tylko na próżno było
szukać gniazdka elektrycznego do naładowania telefonu czy komputera, ale zimą czasem
3
Aktualności
trzeba było podróżować w kurtce - zdarzały się
problemy z ogrzewaniem. Czystość w przedziałach pozostawiała wiele do życzenia. Na dodatek wagonów było po prostu za mało: w piątki
i niedziele wciąż zdarza się, że pasażerowie bez
miejscówek szczelnie wypełniają na tej trasie
nie tylko przedziały, ale i wszystkie korytarze.
A gdy kolej stoi w miejscu, konkurenci się szybko rozwijają: dzięki rozbudowie A1 i S8 skrócił
się czas przejazdu samochodem między Wrocławiem a Gdańskiem. Do obsługi połączeń na
tej trasie włączył się PolskiBus. Pojawiły się też
bezpośrednie loty Eurolotu. Latem podniebną
ofertę uzupełnią irlandzkie tanie linie Ryanair.
(...) W poniedziałek na dworcu Wrocław Główny
spółka PKP Intercity pokazała jednak, że wciąż
chce być w grze. Przy peronie 2 na dziennikarzy czekał skład złożony z czterech lśniących,
nowiutkich wagonów: dwóch klasy 1 i dwóch
klasy 2. PKP Intercity zamówiło je w poznańskiej Fabryce Pojazdów Szynowych. Przewoźnik
odebrał ich już dziewięć (cztery przedziałowe
„jedynki” i pięć przedziałowych „dwójek”), pozostałych 16 szt. ma być gotowych do końca
czerwca. Te dziewięć wagonów wystarczy już
jednak, by zestawić z nich pełny skład. - We
wtorek 15 kwietnia TLK Mieszko, złożony w całości z nowych wagonów, ruszy w drogę z pasażerami - zapowiedziała Zuzanna Szopowska,
rzecznik prasowy PKP Intercity. TLK Mieszko to
pociąg wyjeżdżający z Wrocławia o godz. 6.33,
a dojeżdżający do Gdańska Głównego o godz.
13.29 (czas przejazdu 6 godz. 56 min). W przeciwnym kierunku wyjeżdża z Gdańska Głównego o godz. 16.57 i dojeżdża do Wrocławia Głównego o godz. 23.39 (6 godz. 42 min).
PKP IC: 4,5 mln pasażerów mniej –
prawda czy… przekłamane statystyki?
Leo Express pojedzie do słowackich
Koszyc
Mercedesy dla MPK prawie
w komplecie. Brakuje tylko jednego
Rynek Kolejowy, 22.04.2014
Gazeta Wyborcza Rzeszów, 8.04.2014
Czeski przewoźnik ogłosił, w rozkładzie jazdy
pociągów przewoźnika znajdą się połączenia
do słowackich Koszyc. Czeskie pociągi do drugiego co do wielkości miasta Słowacji mają
kursować od chwili wejścia w życie rocznego
rozkładu jazdy 2014/2015. Pociągi Leo Expressu
pojadą w relacji: Praga - Ostrawa - Bogumin Karwina/Staré Město (kraj zliński) - Koszyce. Leo
Express planuje uruchomić dwie pary pociągów dziennie. Pokonanie 705 km miałoby łącznie zająć 7 godzin i 21 minut. No razie nie ma
jeszcze podanych szczegółów, czy połączenie
w całości będzie prowadzone tylko pociągami
Leo Expressu, czy też w ich realizację zostanie
zaangażowany słowacki operator - ZSSK. Firma jest także w trakcie próby realizacji innego
przedsięwzięcia - zwiększenia liczby kursów
na linii Praga - Staré Město (kraj zliński) oraz
uruchomienia połączeń z Pragi do miejscowości Uście nad Łabą. Leo Express konsekwentnie prowadzi politykę ekspansji na tory krajów
sąsiednich. Firma jest też po długich starciach
z polskimi urzędnikami i różnymi interpretacjami przepisów w sprawie wejścia na polskie
tory na trasy Warszawa - Kraków/Katowice oraz
Warszawa - Poznań - Szczecin. Póki co jednak
nie ma ostatecznego rozstrzygnięcia, kiedy czeskiemu przewoźnikowi uda się wejść na polski
rynek przewozów pasażerskich.
Siedem kolejnych mercedesów napędzanych gazem jest już w Rzeszowie. Są przygotowywane do
wyjazdu na ulice i przewożenia pasażerów MPK.
Autobusy przyjechały do Rzeszowa w poniedziałek. Są sprawdzane, wyposażane m.in. w tablice świetlne. Niedługo wyjadą na rzeszowskie
ulice (...). Rzeszów kupił 80 nowych autobusów.
30 z nich to mercedesy citaro z silnikiem Diesla,
20 to autosany sancity LF, a 30 to mercedesy na
gaz. Koszt tych zakupów to ponad 80 mln zł. 85
proc. tej kwoty to dofinansowanie unijne. Dzięki
temu zastrzykowi świeżej autobusowej krwi tabor
rzeszowskiego MPK zdecydowanie odmłodniał.
W 2012 r. średnia wieku rzeszowskiego miejskiego autobusu wynosiła ponad 15 lat. Teraz średni
wiek autobusu to trochę ponad osiem lat (...).
4
PKP Intercity straciło w 2013 r. 4,5 mln pasażerów.
Przedstawiciele PKP IC, cytowani przez „Gazetę
Wyborczą”, twierdzą jednak, że statystykom nie
wolno ufać. Ich zdaniem, mniej więcej za połowę
spadku odpowiadały osoby regularnie dojeżdżające do pracy z biletami miesięcznymi oraz... sami
kolejarze. „GW” przytacza dane UTK, z których wynika, że w 2013 r. liczba pasażerów PKP IC spadła
aż o 13 proc. „Gazeta” zauważa też, że na początku
roku szefostwo przewoźnika poszło na dywanik
do Ministerstwa Infrastruktury i Rozwoju (MIR).
Dostali zadanie: opracować plan odzyskania pasażerów. Przedstawiciele PKP IC rozłożyli więc
działalność przewoźnika na czynniki pierwsze.
Mogli to zrobić, bo w zeszłym roku wprowadzili
miejscówki we wszystkich rodzajach pociągów.
Wyszło im, że ogólne statystyki dotyczące przewozu pasażerów… wprowadzają w błąd. Jak to
możliwe? „GW” tłumaczy to w sposób następujący: jeszcze przed 2009 r. działalność PKP IC opierała się wyłącznie na wykonywaniu przewozów
dalekobieżnych. Ale pod koniec 2008 r. nastąpiło
usamorządowienie Przewozów Regionalnych.
Wtedy też do PKP Intercity trafiły pociągi pospieszne (obecnie TLK). Jak zauważa w rozmowie
z „GW” prezes IC Marcin Celejewski, od tego czasu
trudno jest mówić o PKP Intercity wyłącznie jako
o przewoźniku dalekobieżnym. – Obsługujemy
zarówno ruch dalekobieżny, jak i regularny ruch
regionalny oparty na biletach miesięcznych. To
dwa odrębne modele biznesowe – mówi Celejewski.
Koniec dostawy Swingów. Kupiliśmy
też kilka pojazdów do ich obsługi
Gazeta Wyborcza Szczecin, 10.04.2014
Tramwaje Szczecińskie odebrały już wszystkie niskopodłogowe tramwaje kupione w bydgoskiej
Pesie. 28. Swing wyjechał w czwartek na linię 7.
Z tej okazji spółka pochwaliła się też dodatkowym
sprzętem, który został zakupiony wraz z tramwajami. Na co dzień go nie zobaczycie. Swing o numerze bocznym 828 w czwartek był już gotowy
do zabrania pasażerów. Po dostawie z fabryki
przejechał bez awarii 300 kilometrów i mógł zostać włączony do eksploatacji. Na czwartkowej
prezentacji pojazd stał obok Swinga 801, który
jeździ po Szczecinie już trzy lata. Na liczniku miał
w czwartek przejechane 177522 km (...).
Gdańsk kupi używane niemieckie
tramwaje. Koniec ery „stopiątek”?
Michał Brancewicz, Gazeta Wyborcza Trójmiasto,
10.04.2014
Jest szansa, że po trwających półtora roku oczekiwaniach uda się podpisać umowę między Gdańskiem a Kassel na zakup dwukierunkowych pojazdów typu N8C. Na 14 używanych tramwajów
ZKM wyda ponad 600 tys. euro. Potem poddane
zostaną one modernizacji
Serial pod tytułem „zakup tramwajów z Kassel”
ciągnął się od października 2012 roku. Oprócz
Gdańska chrapkę na ponad 30-letnie pojazdy
miał także Gorzów Wielkopolski. Sprzedaż każdej z 16 sztuk N8C (zwanych w Gdańsku dortmundami) miała się odbyć w drodze ustnej
licytacji. Niemiecki przewoźnik wciąż przekładał termin jej zorganizowania, aż wreszcie cała
sprawa zupełnie ucichła (...).
Milion złotych zapłacimy za projekt
buspasa na Nowy Dwór
Mateusz Kokoszkiewicz, Gazeta Wyborcza, 14.04.2014
Wrocławskie Inwestycje otworzyły koperty
z ofertami w przetargu na projekt wydzielonej
jezdni autobusowej, która ma powstać w przyszłym roku. Najtańszą propozycję, o wartości 983 tys. zł, złożyła katowicka firma Trakt.
Buspas, zwany przez urzędników metrobusem,
to inwestycja, która powstanie zamiast planowanej od lat trasy tramwajowej na wielkie
wrocławskie osiedle. Do przetargu zgłosiła się
też warszawska pracownia Egis Poland, która
zaproponowała, że za projekt weźmie prawie
1,2 mln zł. Urzędnicy, zanim rozstrzygną przetarg, sprawdzają poprawność formalną obu
zgłoszeń. Wybrana firma będzie miała za zadanie przygotować dwie koncepcje trasy, a także
projekt budowlany i kosztorys. Prace projektowe powinny skończyć się w pierwszym kwartale 2015 roku, wtedy można też przystąpić do
budowy. (...) Wydzielona jezdnia dla autobusów
ma zacząć się w okolicach ul. Nowodworskiej,
potem biec wzdłuż ul. Strzegomskiej i Robotniczej, wraz z wiaduktem nad torami kolejowymi,
a potem przez tereny PKP do pl. Orląt Lwowskich. Wybrany wykonawca zaprojektuje odcinek od Nowego Dworu do ul. Góralskiej. Kiedy
zaczną się prace przygotowawcze dla odcinka
do pl. Orląt Lwowskich - nie wiadomo. Miasto
musiałoby bowiem najpierw przejąć teren od
kolejarzy. Od lat tą samą trasą planowano trasę
tramwajową na Nowy Dwór i Muchobór Wielki.
Linia zapisana została w licznych dokumentach,
m.in. studium zagospodarowania, miejscowych
planach zagospodarowania przestrzennego czy
planie „tramwaju plus” dyrektora Zbigniewa Komara z 2007 r. Władze miasta w ubiegłym roku
zdecydowały się jednak postawić na autobusy.
Dyrektor Komar tłumaczył, że trasa tramwajowa
pochłonęłaby ogromne pieniądze, bo estakady
dla tramwajów muszą być dużo dłuższe i droższe niż wiadukt dla autobusów
5 /2014
Aktualności
Hiszpanie zbudują trasę na Bemowie
Infotram, 16.04.2014
Spółka Tramwaje Warszawskie dokonała wyboru
najkorzystniejszej oferty w przetargu na budowę
układu drogowego w ul. Powstańców Śląskich
wraz z budową trasy tramwajowej. Najniższą
cenę, w wyniku aukcji elektronicznej, złożyli wykonawcy występujący wspólnie: Balzola Polska
Sp. z o. o. i Construcciones y Promociones Balzola
S.A. 78 792 754,42 zł brutto. Po podpisaniu umowy wykonawca będzie miał 9 miesięcy na realizację inwestycji.
Ceny ofert (brutto) po aukcji elektronicznej wynoszą:
1. TORPOL S.A. 78 800 891,15 zł;
2. Trakcja PRKiI S.A. (przed zmianą Trakcja S.A.)
87 920 010,00 zł;
3. Wykonawcy występujący wspólnie: Balzola
Polska Sp. z o. o. i Construcciones y Promociones Balzola S.A. 78 792 754,42 zł;
4. 4. Wykonawcy występujący wspólnie: TOR–
KAR–SSON Sp. z o. o. Spółka Komandytowa
i Przedsiębiorstwo TOR–KAR–SSON Zbigniew
Kargul i Przedsiębiorstwo Budowy Kopalń PeBeKa S.A. 88 208 529,75 zł.
Nowa trasa tramwajowa w ciągu ul. Powstańców
Śląskich zostanie zbudowana w pasie dzielącym
ul. Powstańców Śląskich na odcinku od węzła
rozjazdowego na skrzyżowaniu ulic: Radiowa/
Powstańców Śląskich do węzła rozjazdowego na
skrzyżowaniu ulic: Górczewska/Powstańców Śląskich i będzie stanowiła połączenie istniejących
tras tramwajowych.
Rewolucja na Przejściu Świdnickim
we Wrocławiu
Wrocław czeka prawdziwa rewolucja w związku
z powstaniem tzw. Przystanku Kultura ESK 2016.
Co prawda ma zostać przebudowane jedno skrzyżowanie z przejściem podziemnym, ale niezwykle
istotnym. „Niewygodne schody” jednak nie znikną
całkowicie z pejzażu tego miejsca. Zarząd Inwestycji Miejskich ogłosił na początku kwietnia przetarg
na przebudowę skrzyżowania Świdnickiej i Kazimierza Wielkiego (tzw. Przejście Świdnickie). Choć
słowo skrzyżowanie jest tutaj mocno umowne –
Świdnicka, prowadząca na rynek, to deptak, który
przechodzi pod ul. Kazimierza Wielkiego, w śladzie której w latach 70. wytyczono szeroką Trasę
W-Z kosztem poniemieckiej zabudowy. Teraz ma
się to zmienić: zostanie wytyczone przejście naziemne i powstanie nowy plac miejski. Docelowo
władze miasta chcą ograniczyć ruch i zwęzić Kazimierza Wielkiego. Odzyskana przestrzeń posłuży
głównie pieszym – powstanie bowiem bulwar
w osi wschód- zachód. Teraz ruch pieszy odbywa
się tylko z północy na południe. Władze miasta
liczą na reaktywację życia miejskiego w tym rejonie. Zanim wytyczono Trasę W-Z w jej miejscu
znajdowały się dwa bulwary spacerowe. „Punktem
wyjścia przy opracowywaniu koncepcji było uporządkowanie zastanej przestrzeni urbanistycznej.
Podjęte zabiegi formalne i wizualne skierowane
zostały ku wzmocnieniu osi ulicy Świdnickiej oraz
odbudowaniu kameralności dawnych bulwarów”
– czytamy w opisie autorskim inwestycji firmy
Major Architekci, która odpowiada za koncepcję
przebudowy. Przystanki tramwajowe zostaną
5 /2014
obudowane lekkimi boksami, które z jednej strony
będą podkreślać oś ulicy Świdnickiej, a z drugiej
strony będą próbą odtworzenia przekroju urbanistycznego ulicy. Konstrukcje optycznie zwężą
ul. Kazimierza Wielkiego. Jednak mimo odwołań
historycznych bryła nadbudów ma być całkowicie
współczesna. Jak zapewniają autorzy, będzie lekka
i zwiewna. „Tworzyć ją będą liczne pręty z włókna
szklanego zawieszone na stalowym filigranowym
szkielecie. Dzięki swojej strukturze wewnętrznej są
one lekkie i przezierne. W całej swojej licznej masie
będą tworzyć lewitującą ścianę” – czytamy w opisie. W ciągu dnia konstrukcja będzie załamywać
przechodzące przez nią światło, a w nocy – dzięki
oświetleniu LED-owym – stanie się świetlistą bryłą.
Łódź przesiada się na rower publiczny
Matylda Witkowska, Dziennik Łódzki, 27.04.2014
To już niemal pewne: w drugiej połowie sierpnia
na ulicach Łodzi pojawią się rowery publiczne. Za
darmo lub za niewielką opłatą będzie można je
wziąć i... ruszyć w miasto (...). W pierwszym etapie, do 24 sierpnia tego roku, na ulicach Łodzi
pojawi się co najmniej 50 stacji w centrum Łodzi.
Pojawią się m.in. wzdłuż ulicy Piotrkowskiej, przy
budynkach Uniwersytetu czy stacji Łódź Kaliska.
Znajdzie się w nich 500 rowerów, które mieszkańcy i turyści będą mogli wypożyczać. Pobranie roweru będzie wymagało zarejestrowania się w systemie, wpłacenia 20 zł opłaty startowej, z której
potrącane będą kwoty za wypożyczenie (...).
Wielkie liczenie łódzkich rowerzystów.
Miasto chce dopasować drogi
rowerowe do ruchu
Matylda Witkowska, Dziennik Łódzki, 3.05.2014
Akcję obserwacji zachowań cyklistów prowadzi
w maju Łódź. Pomaga w tym aplikacja Endomondo. Powstają też pętle indukcyjne w ścieżkach. Od
czwartku Łódź bierze udział w konkursie European Cycling Challenge. Przez cały miesiąc cykliści,
którzy zainstalują na swoich telefonach aplikację Endomondo mogą zapisywać swoje trasy
i przejechane kilometry. W ten sposób powstanie
mapa najbardziej uczęszczanych rowerowych
tras. - Dzięki temu będziemy mogli zaproponować może bardziej sensowne i nowe rozwiązania
jeśli chodzi o drogi rowerowe - mówi Marek Cieślak, wiceprezydent Łodzi (...).
Centra przesiadkowe w Częstochowie
ułatwią komunikację?
Janusz Strzelczyk, Dziennik Zachodni, 13.05.2014
Co zrobić, żeby miasto nie stanęło w korkach,
a komunikacja publiczna była atrakcyjna dla podróżnych, także odwiedzających miasto? W Częstochowę stawiają na zintegrowanie komunikacji
pieszej, rowerowej, samochodowej, autobusowej
i kolejowej. - Chcemy zbudować zintegrowane
centra przesiadkowe z peronami autobusowymi,
parkingami dla aut i rowerów, ścieżkami rowerowymi, wypożyczalnią rowerów. Znajdowałyby się
one przy trzech dworcach kolejowych: Częstochowa Główna, Stradom i Raków - mówi Stanisław
Sosnowski, zastępca dyrektora Miejskiego Zarządu
Dróg i Transportu w Częstochowie. Do programu
można włączyć planowany darmowy autobus
ekologiczny kursujący miedzy Galerią Jurajską
a centrum. Do przetargu na opracowanie koncepcji centrów przesiadkowych w Częstochowie zgłosiły się dwie firmy, z Rybnika i Mikołowa (...).
Nowe tramwaje na śląskich torach:
Twist Step 2012N
Paweł Pawlik, Dziennik Zachodni, 12.05.2014
Twist Step 2012N - to nazwa nowego modelu
tramwaju produkowanego w Bydgoszczy. Takie
właśnie pojazdy w tym tygodniu pojawią się na torach śląskiej aglomeracji, a dokładnie na trasie linii
35, łączącej Zawodzie Zajezdnią z Placem Wolności
w Katowicach. Do wyjazdu na tory gotowych jest
dwanaście niskopodłogowych składów. Zakup nowych tramwajów jest częścią projektu „Modernizacja
infrastruktury tramwajowej i trolejbusowej w Aglomeracji Górnośląskiej”. Łączna wartość projektu to
800 milionów złotych. W sumie kontrakt z bydgoską
Pesą dotyczy dostarczenia 30 nowych niskopodłogowych tramwajów. Umowa była tak korzystna, że
pozwoliła na wygospodarowanie oszczędności na
ponad 140 mln. zł. Dzięki czemu Tramwaje Śląskie
ogłosiły kolejny przetarg na nowe pojazdy (...)!
Nowy tramwaj pojedzie na Prądnik
Czerwony. Już za 7 lat
Dawid Serafin, Gazeta Krakowska, 22.04.2014
Jeśli wszystko się uda to w 2021 r. mieszkańcy
Prądnika Czerwonego przesiądą się z autobusów
do tramwajów. Urzędnicy ogłosili właśnie przetarg
na przygotowanie koncepcji budowy nowej linii
tramwajowej, która ma połączyć ul. Mogilską z Mistrzejowicami. Na tę inwestycję mieszkańcy czekają od wielu lat. Projekt ma być gotowy do końca
września br. Później przyjdzie czas na konsultacje
społeczne i pozyskanie niezbędnych decyzji środowiskowych. Jeśli wszystko pójdzie dobrze, prace rozpoczną się w 2018 r. i potrwają trzy lata (...).
Buspasy w Sosnowcu zbudują na
torowisku
Tomasz Szymczyk, Dziennik Zachodni, 24.04.2014
Na Starym Sosnowcu autobusy mają się poruszać
po torowisku tramwajowym. Wrocław, Gdańsk
i Warszawa stosują to od dawna. W stolicy Zagłębia autobusy pojadą po torach tramwajowych?
To nie żart i nie chodzi wcale o ulicę Małachowskiego, gdzie tory od lat poprowadzone są środkiem jezdni. Jest pomysł, by na Starym Sosnowcu,
między trasą S86 i skrzyżowaniem z ul. Sobieskiego, powstał tzw. bus-pas. Ma on pozwolić autobusom poruszać się po torach tramwajowych, by
mogły ominąć korki. Przy okazji wyremontowano
by też tory na trasie do Milowic. Tramwaje Śląskie chcą na projekt ten uzyskać dofinansowanie
z unijnej perspektywy na lata 2014-2020 (...).
Autobusy w Żorach jeżdżą już za darmo
Katarzyna Śleziona, KASIA, Dziennik Zachodni,
5.05.2014
W Żorach ruszyła bezpłatna komunikacja. Żorzanie w obrębie miasta jeżdżą bez biletów i w komfortowych warunkach. Dziś się okaże, czy autobusy nie są zbyt małe „Nie kombinuj - jedź za darmo”
- pod takim hasłem ruszyła w Żorach bezpłatna
5
Aktualności
komunikacja miejska. Od 1 maja Żory są jednym
z pierwszych miast w Polsce, gdzie obowiązuje
bezpłatny transport miejski. I to jaki! Żorzan wozi
osiem nowych, klimatyzowanych autobusów
marki Iveco (...).
Od 1 maja pasażerowie z Jastrzębia również doczekali się zmian. Na ulicach tego miasta pojawiło się bowiem 15 nowoczesnych autobusów.
Przedsiębiorstwo Komunikacji Miejskiej za każdy
z pojazdów zapłaciło 720 tys. złotych. Autobusy
wyprodukowane przez firmę Solaris są w stanie
przewieźć jednocześnie 95 pasażerów.
Kraków: pierwsza w Polsce linia
z autobusami elektrycznymi
Marcin Karkosza, Gazeta Krakowska, 29.04.2014
Od dziś, w Krakowie będzie funkcjonować regularna linia obsługiwana autobusami elektrycznymi. To pierwsza w Polsce linia, na której pasażerów wozić będą trzy elektryczne pojazdy. Będą
one kursować na linii 154 z Dworca Głównego
Zachód do Prądnika Białego. Ta linia została wybrana przede wszystkim dlatego, że kursuje do
ścisłego centrum miasta. Trzeba też było wziąć
pod uwagę ograniczoną pojemność autobusów
elektrycznych. Jednorazowo mogą one przewieźć od 41 do 71 pasażerów. Autobusy, które
będą wozić pasażerów w Krakowie, to pojazdy
wyprodukowane przez firmy: Solaris Bus&Coach
SA, LBUS oraz Rampini (MPK wypożyczyło ten autobus od Wiener Linien). Wypożyczone autobusy
będą służyły mieszkańcom do czasu zakupu nowych autobusów elektrycznych (...).
Elektryczny autobus wyprodukują
w Lublinie. Prototyp wyjedzie jesienią
Kurier Lubelski, 6.05.2014
Ursus chce produkować elektryczne autobusy:
nowoczesne i ekologiczne. Prototyp ma jesienią pojawić się na ulicach Lublina. - Elektryczny
autobus to przyszłość. Przy wzrastającym zanieczyszczeniu środowiska i problemach w centrach
miast związanych z ruchem kołowym będzie na
niego duże zapotrzebowanie - przekonywał Karol Zarajczyk, prezes Ursusa. Firma podpisała we
wtorek z MPK i Politechniką Lubelską umowę
dotyczącą przygotowania do produkcji nowego
pojazdu (...). Ursus planuje, że nowy, niskopodłogowy autobus na naładowanej baterii ma przejeżdżać co najmniej 200 kilometrów. Będzie miał
klimatyzację, miejsce dla 70 pasażerów (w tym 23
siedzące) a na przystankach krańcowych - możliwość szybkiego, 15 - minutowego ładowania
baterii. Od elektrycznej konkurencji mają go wyróżniać m.in. wymienne akumulatory (...).
Pierwsza linia metra w Krakowie
miałaby kosztować 8–12 mld zł
Gazeta Krakowska, 8.05.2014
Od 8 do 12 mld zł miałaby kosztować budowa
pierwszej linii metra w Krakowie o długości około 19 km, która przebiegałaby przez Nową Hutę,
ścisłe centrum miasta do Bronowic. 25 maja
w referendum lokalnym krakowianie wyrażą swoją opinię w sprawie tej inwestycji. Referendum
organizowane w Krakowie 25 maja, równolegle
z wyborami do Parlamentu Europejskiego, ma
6
dotyczyć organizacji Zimowych Igrzysk Olimpijskich w 2022 r. oraz inwestycji ważnych dla mieszkańców: budowy metra, ścieżek rowerowych
i stworzenia systemu monitoringu wizyjnego (...).
Przy pętlach tramwajowych
w Poznaniu powstaną przystanki PKP
Marcin Idczak, Głos Wielkopolski, 12.05.2014
Pociągi podmiejskie mają zatrzymywać się na
Franowie i przy pętli na os. Jana III Sobieskiego.
Ma to usprawnić dojazdy do Poznania. Władze
miasta i PKP są bliskie podpisania porozumienia
w sprawie wybudowania przystanków kolejowych w pobliżu pętli tramwajowych i dworców
autobusowych. - Dzięki temu o wiele łatwiej,
szczególnie dojeżdżającym z okolicznych gmin,
będzie dostać się komunikacją miejską w poszczególne części Poznania - mówi Mirosław Kruszyński, zastępca prezydenta miasta (...).
Łódzka Kolej Aglomeracyjna: Pierwszy
FLIRT na Olechowie
Marcin Bereszczyński, Dziennik Łódzki, 29.04.2014
Pierwsze pociągi typu FLIRT3 są już w Łodzi. Wyjadą na tory 15 czerwca na trasie Łódź Kaliska
- Sieradz. Rozkład jazdy będzie znany za dwa tygodnie. Sześć pociągów typu FLIRT3, które będą
służyły Łodzkiej Kolei Aglomeracyjnej, już dotarły
do Łodzi. Ostatnie dwa składy przyjechały wczoraj wieczorem. Do zakończenia budowy zaplecza
technicznego przy stacji Łódź Widzew będą korzystać ze stacji Cargo na Olechowie. ŁKA będzie
miała łącznie 20 takich składów (...).
Pięć kolejnych szynobusów dla
Poznańskiej Kolei Metropolitalnej
Robert Domżał, Głos Wielkopolski, 23.04.2014
Pięć kolejnych szynobusów, które będą kursowały między Poznaniem a Wolsztynem ma być
kupionych w ramach realizacji Poznańskiej Kolei
Metropolitalnej. Zakup pięciu szynobusów, sfinansowanie remontu dwudziestu jeden elektrycznych pociągów, a przede wszystkim przebudowę odcinka linii kolejowej między Poznaniem
Głównym a Poznaniem Wschodem to najpilniejsze inwestycje jakie będą zrealizowane w ramach
Poznańskiej Kolei Metropolitalnej. By na Dworzec
Główny mogło wjechać więcej pociągów musi
być zmodernizowany odcinek Dworzec Główny Poznań Wschód. Stanie się to dzięki ustawieniu na
tej trasie dwóch dodatkowych semaforów. Mają
one stanąć już w przyszłym roku. By zwiększyć
ilość pociągów przejeżdżających w ciągu godziny
ten odcinek należy też dobudować trzeci tor. Ponadto pociągi nie będą na dłużej kończyły jazdy
na stacji Poznań Główny, ale kontynuowały jazdę
do innych miejscowości.
Cztery nowe autobusy szynowe będą
jeździły na trasie Malbork-Grudziądz
Kazimierz Netka, Dziennik Bałtycki, 24.04.2014
Cztery spalinowe autobusy szynowe firmy PESA
będą jeździły na trasie Malbork - Grudziądz. Pojazdy zostaną dostarczone w połowie 2015 r.
Pomorskie, nabywając wspomniane pojazdy, uzy-
skało wsparcie z funduszy europejskich. Koszty
kwalifikowane sięgają prawie 37,5 mln zł, z czego
dofinansowanie strony szwajcarskiej przekracza
28,1 mln zł (...). Spalinowe zespoły trakcyjne, które
Pomorskie kupiło od PESY, mogą rozwijać prędkość do 120 kilometrów na godzinę. W każdym
znajdzie się 120-140 miejsc siedzących. Wagony
będą przystosowane do obsługi osób niepełnosprawnych, wyposażone w monitoring zewnętrzny i wewnętrzny, klimatyzację (...).
PKP inwestuje na terenie Portu
Gdynia. Budowa nowej stacji ma
kosztować 650 mln zł
Szymon Szadurski, Dziennik Bałtycki, 12.05.2014
W poniedziałek przedstawiciele PKP Polskich Linii
Kolejowych S.A. podpisali umowę ze spółką Wyg
International na opracowanie studium wykonalności dla budowy nowej stacji Gdynia Port. Jeśli
uda się znaleźć finansowanie i prace zostaną zrealizowane do 2020 r., jak planują reprezentanci
PKP PLK, będzie to najbardziej kosztowna inwestycja w Gdyni w ostatnim dziesięcioleciu. Dla
porównania, na dokończenie Trasy Kwiatkowskiego i połączenie jej z obwodnicą wydano nieco
ponad 231 mln zł. Samo sporządzenie studium
wykonalności to koszt prawie 1,4 mln zł netto (...).
PKM do Kościerzyny w 2015 roku.
Wkrótce podpisanie umowy
Jacek Wierciński, Dziennik Bałtycki, 11.05.2014
Pociągi PKM będą jeździły do Kościerzyny w 2015
roku. Na dniach ma zostać podpisana umowa
dotycząca prac nad „korytarzem kościerskim”. Rok
prac i wydatek ponad 100 milionów złotych oznacza połączenie realizowanej linii Pomorskiej Kolei
Metropolitalnej z przebudowaną linią 201 Gdynia
- Kościerzyna (tzw. korytarzem kościerskim). Jeśli
wszystko pójdzie zgodnie z planem, pierwsze
PKM-ki do Kościerzyny pojadą jesienią 2015 roku.
Modernizację dwóch wiaduktów i mostu, przebudowę torowiska między Osową a Wielkim Kackiem oraz budowę Lokalnego Centrum Sterowania zakładają plany Polskich Linii Kolejowych (...).
Jest zezwolenie na budowę zachodniej
obwodnicy Lublina
Kurier Lubelski, 12.05.2014
Wojewoda lubelski wydał zezwolenie na realizację zachodniej obwodnicy Lublina. Budowa
ma się rozpocząć jeszcze w tym roku. To jedna
z najważniejszych dla Lublina inwestycji drogowych. Kierowcy czekają na nią od szesnastu lat.
Zachodnia obwodnica Lublina uzupełni obecnie
budowaną część obejścia miasta i pozwoli wyprowadzić z niego cały ruch tranzytowy. Wydane
właśnie przez wojewodę lubelskiego zezwolenie
na realizację inwestycji drogowej (tzw. ZRID) to
kolejny krok do rozpoczęcia budowy trasy. Zachodnia obwodnica będzie miała 9,8 km długości, po dwa pasy ruchu w obie strony (...).
Opracowanie:
Krzysztof Gasz, Igor Gisterek, Maciej Kruszyna
5 /2014
Analiza wpływu zmiany parametrów
deformacji górniczej na linię kolejową
Aneta Korytkowska, Joanna Bzówka
W artykule przeanalizowano wpływ zmiany górotworu i ukształtowania powierzchni terenu, będące skutkiem podziemnej eksploatacji górniczej na linię
kolejową. Pokazano sposób obliczania wskaźników deformacji niecki według teorii Budryka – Knothego oraz zaproponowano schemat postępowania
w przypadku wystąpienia uszkodzeń.
Artykuł recenzowany zgodnie z wytycznymi MNiSW
mgr inż.
Aneta Korytkowska,
Absolwent Politechniki
Śląskiej
e-mail: [email protected]
Dr hab. inż.
prof. Pol. Śl.
Joanna Bzówka
Politechnika Śląska
Wydział Budownictwa
Katedra Geotechniki
i Dróg
e-mail: Joanna.Bzowka@
polsl.pl
data zgłoszenia do redakcji: 10.01.2014
data akceptacji do druku: 01.04.2014
w górotworze, wskutek czego następuje
uaktywnienie procesów geologiczno–inżynierskich, powodujących w efekcie lokalne
obniżenia powierzchni,
• wstrząsy górnicze, które mogą być pochodzenia tektonicznego lub eksploatacyjnego.
Zasadniczymi czynnikami decydującymi o wielkości i charakterze deformacji górotworu, a tym samym o deformacji powierzchni terenu, są [5]: głębokość
eksploatacji (H), grubość eksploatowanego złoża (g) i sposób wypełnienia pustki
poeksploatacyjnej (a), kształt i wielkość
wybranego pola eksploatacji, litografia
i stratygrafia nadległego górotworu, tektonika nadległego górotworu, nachylenie pokładu oraz szybkość frontu eksploatacji.
• zasięg wpływów od eksploatacji złoża jest
duży, ale istotne wpływy sięgają tylko do
pewnej odległości od krawędzi pola,
• nad eksploatacją w odległości r od krawędzi pola niecka jest już płaska i osiąga wmax,
• punkt przegięcia niecki występuje pod
krawędzią pola lub wewnątrz pola,
• nad krawędzią pola występuje obniżenie
równe 0,5wmax,
• niecka jest symetryczna w stosunku do
punktu przegięcia z pewnym przybliżeniem.
Pochodną profilu niecki można opisać
odpowiednio sparametryzowaną funkcją
rozkładu normalnego Gaussa:
gdzie:
h – parametr rozkładu normalnego.
Wprowadzenie
Podziemna eksploatacja górnicza, która
ma na celu wydobycie złóż surowców mineralnych, może powodować przemieszczenia
elementów górotworu, powstawanie zjawisk
sejsmicznych w postaci wstrząsów górotworu oraz prowadzić do zmiany stosunków
wodnych w górotworze i na powierzchni [2].
Rodzaje wpływów eksploatacji górniczej
można podzielić na [3]:
• deformacje powierzchni – ciągłe
(w postaci niecek obniżeniowych, por.
Rys. 1), nieciągłe (deformacje powierzchniowe – lokalne obniżenia powierzchni,
zapadliska, leje stożkowe itp.; deformacje
liniowe – pęknięcia, szczeliny, progi terenowe, rowy, osuwiska),
• zmiany stosunków wodnych w górotworze i na powierzchni terenu – zalewiska powierzchniowe, względne podniesienie poziomu wody gruntowej w stosunku
do obniżonego poziomu terenu, obniżenia
powierzchni terenu spowodowane odwodnieniem górotworu w obszarze tzw. leja depresyjnego, obniżenia powierzchni spowodowane zmianą poziomu wód gruntowych
5 /2014
(1)
1. Niecka regularna wywołana wyrobiskiem
poziomym pokładu [3]: a) wyrobisko, b) niecka
obniżeniowa, c) linia obniżeń terenu
Prognozowanie deformacji powierzchni
terenu i górotworu − założenia teorii wpływów eksploatacji Budryka– Knothego
Teorie oparte na modelu ośrodka stochastycznego opisują proces przemieszczeń
i deformacji górotworu, jako rezultat przemieszczania się gruzowiska skalnego
w kierunku wybranej przestrzeni w sposób
losowy. Stosowana obecnie teoria wpływów
to teoria Knothego, zwana początkowo teorią Budryka–Knothego [5].
Założenia do teorii Knothego poprzedziły
liczne analizy obserwowanych niecek obniżeniowych nad dużym polem eksploatacji,
z których wynikało, że [5]:
Na podstawie powyższych spostrzeżeń
Knothe przyjął następujące założenia do
swojej teorii [5]:
• pokład zalega poziomo lub prawie poziomo (α<10÷15°),
• górotwór, w którym przebiega proces deformacji jest jednorodny i nieściśliwy,
• opis dotyczy końcowego procesu przemieszczeń i deformacji,
• proporcjonalność przemieszczeń poziomych punktów do nachyleń profilu niecki
u(x) ≈ T(x).
Knothe przyjął postać funkcji wpływów
w postaci (por. Rys. 2) [5]:
(2)
gdzie:
h – parametr rozkładu normalnego,
s – odległość punktu A od początku układu
współrzędnych.
Jeżeli punkt A jest w początku układu, czyli s = 0, to równanie (2) ma postać:
(3)
7
Tabela 1. Zestawienie parametrów eksploatacyjnych dla pola nr 1 [4]
Głębokość eksploatowanego pokładu
Współczynnik eksploatacyjny zależny od systemu prowadzonej
eksploatacji
(z zawałem lub z podsadzką)
Kąt zasięgu wpływów głównych (β)
Grubości eksploatowanego pokładu
Długość pokładu
Szerokość pokładu
2. Funkcja wpływów f(x) i f(x-s) Knothego i
sposób uzyskiwania profilu niecki [5]
3. Przebieg wskaźników deformacji i usytuowanie wartości maksymalnych w rejonie dużego
pola eksploatacji według teorii Knothego [5]:
Objaśnienie symboli: K(x) – krzywizna profilu
niecki; u(x) – przemieszczenie poziome;
T(x) – nachylenie profilu niecki; ε(x) – odkształcenie poziome; w(x) – obniżenie; H – głębokość
eksploatacji; β – kąt zasięgu wpływów głównych; r – promień zasięgu wpływów głównych
4. Pole eksploatacji nr 1[4]
8
H [m]
a
450
0.6
tgβ
g [m]
A [m]
B [m]
2.3
2.3
470
200
Tabela 2. Wartości pomocnicze do obliczeń deformacji [6]
Lp.
x/r
1
1
2
-1.0
3
0.9939
4
0.0432
5
-0.0432
2
-0.9
0.9880
0.0785
-0.0707
3
-0.8
0.9775
0.1339
-0.1071
4
-0.7
0.9603
0.2145
-0.1502
5
-0.6
0.9336
0.3227
-0.1936
6
-0.5
0.8949
0.4559
-0.2280
7
-0.4
0.8420
0.6049
-0.2420
8
-0.3
0.7739
0.7537
-0.2261
9
-0.2
0.6920
0.8819
-0.1764
10
-0.1
0.5990
0.9691
-0.0969
11
0.0
0.5000
1.0000
0.0000
12
0.1
0.4010
0.9691
0.0969
13
0.2
0.3080
0.8819
0.1764
14
0.3
0.2261
0.7537
0.2261
15
0.4
0.1580
0.6049
0.2420
16
0.5
0.1051
0.4559
0.2280
17
0.6
0.0664
0.3227
0.1936
18
0.7
0.0397
0.2145
0.1502
19
0.8
0.0225
0.1339
0.1071
20
0.9
0.0120
0.0785
0.0707
21
1.0
0.0061
0.0432
0.0432
W przypadku prowadzenia eksploatacji pod obiektami o wielkości uszkodzeń
decydują przede wszystkim maksymalne
wartości deformacji, na które obiekty są
narażone. Rysunek 3 przedstawia przebieg
wskaźników deformacji i usytuowanie wartości maksymalnych w rejonie dużego pola
eksploatacji według teorii Knothego [5].
Analiza wpływów eksploatacji górniczej
na linię kolejową
W celu określenia wpływów eksploatacji
górniczej wg teorii Budryka – Knothego dla
wybranego pola eksploatacji nr 1, przyjęto
parametry eksploatacyjne, które przedstawiono w tab. 1 (por. Rys. 4).
Do przeprowadzenia analizy dokonano pewnych założeń dotyczących parametrów techniczno−eksploatacyjnych linii kolejowej [4]:
• linia magistralna jest dwutorowa, zelektryfikowana,
• prędkość maksymalna pociągów pasażerskich z taborem klasycznym:
Vmax=160 km/h,
• prędkość maksymalna pociągów towarowych: Vt=120 km/h,
• prędkość minimalna pociągów towarowych: Vt=80 km/h,
• dopuszczalny nacisk na oś: 221 kN.
Korzystając ze wzorów teorii Budryka–
Knothego oraz założonych parametrów
eksploatacyjnych obliczono podstawowe
parametry deformacji:
Maksymalne obniżenie powierzchni:
5 /2014
Promień zasięgu wpływów:
Tabela 3. Obliczenie wskaźników deformacji w poszczególnych punktach pola eksploatacji nr 1[4]
Lp.
Nachylenie profilu niecki:
Odkształcenie poziome:
Przemieszczenie poziome
Do obliczeń deformacji w danym punkcie x
skorzystano z obliczeń parametrów
x
x/r
w(x)
[cm]
T(x) [mm/m]
u(x) [cm]
ε(x) [mm/m]
1
2
3
4
5
6
7
8
1
-196.00
-1.0
137
0.30
-0.0098
2
-0.76
2
-176.40
-0.9
136
0.55
-0.0159
4
-1.25
3
-156.80
-0.8
135
0.94
-0.0242
7
-1.89
4
-137.20
-0.7
133
1.51
-0.0339
12
-2.65
5
-117.60
-0.6
129
2.27
-0.0437
18
-3.42
6
-98.00
-0.5
123
3.21
-0.0515
25
-4.02
7
-78.40
-0.4
116
4.26
-0.0546
33
-4.27
8
-58.80
-0.3
107
5.31
-0.0510
41
-3.99
9
-39.20
-0.2
95
6.21
-0.0398
49
-3.11
10
-19.60
-0.1
83
6.82
-0.0219
53
-1.71
11
0.00
0.0
69
7.04
0.0000
55
0.00
12
19.60
0.1
55
6.82
0.0219
53
1.71
13
39.20
0.2
43
6.21
0.0398
49
3.11
14
58.80
0.3
31
5.31
0.0510
41
3.99
15
78.40
0.4
22
4.26
0.0546
33
4.27
16
98.00
0.5
15
3.21
0.0515
25
4.02
17
117.60
0.6
9
2.27
0.0437
18
3.42
18
137.20
0.7
5
1.51
0.0339
12
2.65
19
156.80
0.8
3
0.94
0.0242
7
1.89
20
176.40
0.9
2
0.55
0.0159
4
1.25
21
196.00
1.0
1
0.30
0.0098
2
0.76
w zależności od stosunku x/r, które ułatwiają obliczenie osiadań, nachyleń, przesunięć,
krzywizn, promieni ugięcia oraz odkształceń
poziomych [6] (Tab. 2).
Przykład obliczenia dla: x/r = -1 dla
r =196 m −> x = -196 m
Obliczenia dla pozostałych punktów od 2÷21 przeprowadzono zgodnie
z obliczeniami przedstawionymi powyżej.
Wyniki obliczeń zestawiono w tab. 3.
Obliczone wskaźniki deformacji przedstawiono na rysunkach 5÷9.
W celu dalszej analizy wpływu eksploatacji
górniczej na linię kolejową należy przenieść
wielkości obliczonych obniżeń profilu niecki
w(x) na profil podłużny danej linii kolejowej.
Kolejnym etapem będzie przeanalizowanie
jak zmienia się profil danej linii kolejowej
w rejonie eksploatowanego pola.
Określenie
pochylenia
podłużnego niwelety po obniżeniu i porównanie
z największym dopuszczalnym miarodajnym pochyleniem dla danej linii kolejowej
powinno być zgodne z [1]. W przypadku,
gdy niweleta analizowanej linii nie będzie
zgodna z obowiązującymi przepisami należy doprowadzić niweletę do parametrów
wymaganych dla danej trasy.
5 /2014
K(x) [1/km]
Na terenach górniczych problemem jest
spełnienie warunku dotyczącego zachowania wymaganego układu wysokościowego
torów i urządzeń z nimi związanych. Założenie ewentualnego podnoszenia obniżonych
torów do ich pierwotnej niwelety można stosować, jednakże jest to związane z dużymi zakresami robót oraz dużymi kosztami. W większości przypadków podnoszenie niwelety do
stanu pierwotnego nie jest konieczne, a roboty ograniczają się do doprowadzenia niwelety
do stanu wymaganego dla danej trasy [6].
Ważnym czynnikiem, koniecznym do
przeanalizowania, są warunki geologiczno –
inżynierskie, bowiem decydują one o kształcie budowanego podtorza i rodzaju materiałów użytych do jego budowy.
Dla podtorza szczególnie groźne są nagle
pojawiające się odkształcenia nieciągłe, takie
jak zapadliska, osuwiska, pęknięcia, szczeliny,
progi i garby. Prawdopodobieństwo wystąpienia odkształceń nieciągłych zależy głównie od grubości nadkładu skalnego [7].
Podsumowanie
Projektowanie linii kolejowej na terenach
górniczych już w początkowej fazie powinno uwzględniać opracowanie wstępnego
projektu eksploatacji górniczej. Niweleta
nowoprojektowanej linii kolejowej powinna
być tak zaprojektowana, aby prognozowane
obniżenia nie spowodowały przekroczenia ustalonych dla danej trasy parametrów
9
5. Obniżenie terenu w(x) [cm] – pole eksploatacji nr 1[4]
6. Nachylenie terenu T(x)[mm/m] – pole eksploatacji nr 1[4]
7. Krzywizna terenu K(x) [1/km] – pole eksploatacji nr 1[4]
8. Przemieszczenia poziome u(x) [cm] – pole eksploatacji nr 1[4]
9. Odkształcenia poziome ε(x) [mm/m] – pole eksploatacji nr 1[4]
10
eksploatacyjnych. Konieczna również jest
obserwacja ruchów powierzchni torów oraz
ewentualne usuwanie skutków powstałych
szkód. Zastosowanie profilaktyki w początkowej fazie projektowania trasy kolejowej
znacznie ograniczy koszty związane z poprawą funkcjonowania danej linii w przyszłości.
Podnoszenie niwelety do stanu pierwotnego wiąże się z dużym zakresem robót, jak
również dużymi kosztami. Dlatego w miarę
możliwości należy stosować niweletę obniżoną, dostosowaną do odpowiednich warunków dla danej linii.
Dostosowanie niwelety do warunków dla danej linii w większości przypadków powoduje zmianę pochyleń niwelety, co prowadzi do podniesienia niwelety
i poszerzenia nasypu. Poszerzenie nasypu należy wykonywać w sposób gwarantujący właściwe połączenie części dobudowywanych
z częściami istniejącymi nasypu. Konsekwencją podnoszenia niwelety są również roboty
związane z przebudową ciągów odwodnieniowych, wydłużaniem przepustów, przestawianiem słupów sieci trakcyjnej, przebudową
istniejących dróg w obrębie danej trasy.
W miejscach szczególnie narażonych na
zjawiska osuwiskowe o złych warunkach
gruntowo–wodnych, nasyp należy dodatkowo zabezpieczyć. Podłoże gruntowe można
wzmocnić, np. kolumnami żwirowymi lub
żwirowo–betonowymi. Zastosowanie takiego rozwiązania pozwala na wykonanie prac
w stosunkowo krótkim czasie, przy zachowaniu ciągłości ruchu [4]. 
Materiały żródłowe
[1] Dziennik Ustaw nr 151 poz. 987 (1998):
„Rozporządzenie Ministra Gospodarki
i Morskiej w sprawie warunków technicznych jakim powinny odpowiadać
budowle kolejowe i ich usytuowanie”
[2] Instrukcje, wytyczne, poradniki nr 364
(2007): „Wymagania techniczne dla
obiektów budowlanych wznoszonych
na terenach górniczych”, Instytut Techniki Budowlanej, Warszawa
[3] Ledwoń J. (1983): „Budownictwo na terenach górniczych” Arkady, Warszawa
[4] Nowakowska A. (2012: „Analiza wpływów eksploatacji górniczej na linię kolejową”, Praca magisterska, Politechnika
Śląska, Wydział Budownictwa, Gliwice
[5] Popiołek E. (2009): „Ochrona terenów
górniczych”, Wydawnictwo AGH, Kraków
[6] Rosikoń A. (1979): „Budownictwo komunikacyjne na terenach objętych szkodami górniczymi”, Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa
[7] Skrzyński E. (2012): „Podtorze kolejowe”,
PKP Polskie Linie Kolejowe, Warszawa
5 /2014
Projektowanie nasypów komunikacyjnych
ze zbrojeniem geosyntetycznym podstawy
na słabym podłożu gruntowym
Angelika Duszyńska, Paweł Szypulski
W Polsce brak jest norm krajowych dotyczących projektowania konstrukcji ziemnych z zastosowaniem geosyntetyków. Celem niniejszego artykułu jest
szczegółowe przeanalizowanie procedur wymiarowania wzmocnień geosyntetycznych podstawy nasypów na słabym podłożu gruntowym, zawartych w
brytyjskiej normie BS 8006 i niemieckich wytycznych EBGEO. Jest bardzo prawdopodobne, że w przyszłości omawiane zalecenia zostaną wykorzystane jako
baza do stworzenia polskiego załącznika krajowego do Eurokodu 7, dotyczącego projektowania konstrukcji z gruntu zbrojonego geosyntetykami.
dr inż.
Angelika Duszyńska
Katedra Geotechniki,
Geologii i Budownictwa
Morskiego
Wydział Inżynierii Lądowej i Środowiska,
Politechnika Gdańska
[email protected],
Mgr inż.
Paweł Szypulski
Katedra Geotechniki,
Geologii i Budownictwa
Morskiego
Wydział Inżynierii
Lądowej i Środowiska,
Politechnika Gdańska
Wstęp
Istnieje wiele sposobów posadawiania obiektów na słabonośnym podłożu
gruntowym, począwszy od metod fundamentowania pośredniego (na palach
lub kolumnach), przez fundamenty powierzchniowe, a skończywszy na klasycznej wymianie gruntu. Jedną z rozważanych
metod zapewnienia stateczności nasypu
komunikacyjnego na słabym podłożu jest
zastosowanie odpowiednio dobranego
zbrojenia geosyntetycznego w podstawie
nasypu. Rozwiązanie to jest coraz bardziej
popularne ze względów ekonomicznych,
związanych z czasem wykonania oraz z zakresem prac budowlanych.
Niestety polscy projektanci napotykają na problemem związany z brakiem
odpowiednich krajowych norm w dziedzinie projektowania konstrukcji z zasto-
5 /2014
sowaniem wyrobów geosyntetycznych.
Dostępne polskie wytyczne opublikowane
na początku XXI wieku przez IBDiM [7] i ITB
[11] nie są w pełni zgodne z obowiązującymi obecnie normami geotechnicznymi
(m.in. PN-EN 1997-1 [9]). Projektanci mogą
wspomagać się zaleceniami zagranicznymi
dotyczącymi projektowania zbrojonych
budowli ziemnych, na przykład brytyjską
normą BS 8006:2010 [1] lub niemieckimi
wytycznymi EBGEO 2010 [6]. Należy podkreślić, że wymienione zalecenia są zgodne
z aktualnie obowiązującymi Eurokodami.
Szczegółowe porównanie obu zaleceń w zakresie projektowania zbrojenia
geosyntetycznego podstawy nasypu na
słabym podłożu gruntowym, wraz z przykładami obliczeniowymi, przedstawiono
w pracy [10].
Projektowanie wzmocnienia nasypu
zgodnie z normą BS 8006:2010 [1]
Według zaleceń normy brytyjskiej dotyczącej gruntu zbrojonego (nie tylko
geosyntetykami), podczas projektowania budowli ziemnych ze wzmocnieniem w podstawie, posadowionych na
słabym podłożu gruntowym, należy
przeanalizować następujące stany graniczne nośności:
• utrata stateczności lokalnej w nasypie
(rys. 1a),
• utrata stateczności na obrót (rys. 1b),
• poślizg w nasypie (rys. 1c),
• wyparcie gruntu spod podstawy nasypu
(rys. 1d),
• utrata stateczności ogólnej (rys. 1e).
Należy również rozpatrzyć również
następujące stany graniczne użytkowalności:
• nadmierne odkształcenie (wydłużenie)
zbrojenia (rys. 2a),
• osiadania nasypu (rys. 2b).
1. Stany graniczne nośności dla nasypów ze
wzmocnieniem w podstawie, [1]
11
Stateczność na obrót
Według normy brytyjskiej, w analizie stateczności na obrót można stosować efektywne
parametry wytrzymałościowe (z uwzględnieniem ciśnienia wody w porach gruntu), jednakże
em w podstawie,
[1]
1. w
Stany
graniczne
nasypów ze
wzmocnieniem
w podstawie,
obliczenia
warunkach
beznośności
odpływudla
upraszczają
analizę
oraz zapewniają
bardziej[1]
trafne
rozwiązanie dla nośności krótkotrwałej.
2. Stan graniczny użytkowalności dla nasypów
ze wzmocnieniem w podstawie, [1]
nieniem w podstawie,
[1]graniczny użytkowalności dla nasypów ze wzmocnieniem w podstawie, [1]
2. Stan
Stateczność lokalna
Stateczność lokalna
Według [1], utrata stateczności lokalnej
wystąpi,skarp
jeżeli
zostanie
spełniony
Według
[1], utrata
stateczności
nasypu
nie wystąpi,
jeżeli zostanie
warunek
(1).
spełniony warunek (1).
lokalnej skarp nasypu nie wystąpi, jeżeli zostanie spełniony
[-] (1)
(1)
[-] (1)
gdzie:
gdzie:
H - wysokośćHcałkowita -nasypu
[m], całkowita nasypu [m],
wysokość
Ls - długość podstawy
skarpy
[m], podstawy skarpy [m],
Ls
- długość
MDjwewnętrznego
- moment destabilizujący
w przy
punkcie
j [kN/m/mb],
φ’cvstałej
- efektywny
wewnętrznego
ypu, przy
objętości
w- efektywny
stanie
φ’cv kąt tarcia
kąt tarcia
gruntu nasypu,
stałej
objętości w stanie
gruntu nasypu, przy stałej objętości w stanie
MRSj - moment utrzymujący związany z wytrzymałością gruntu w punkcie j [k
krytycznym
[°],
3. Stateczności na obrót, [1]
krytycznym [°],
wany dof tanφ’
[-].
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
stosowany
do tanφ’cv [-].
f
cv
ms
- częściowy współczynnik bezpieczeńms
Moment destabilizujący związany z ciężarem gruntu oraz obciążeniem naziom
stwa stosowany do tanφ’cv [-].
[kN/mb] (3)
Stateczność na obrót
Moment
utrzymujący
związany
Moment
utrzymujący
związany
z gruntem:z
gruntem:
Według normy brytyjskiej, w analizie MDj - moment destabilizujący w punkcie j [kN/m/mb],
[kN/mb] (4)
stateczności na obrót można stosować M
RSj - moment utrzymujący związany z wytrzymałością gruntu w punkcie j [kN/m/m
efektywne parametry wytrzymałościowe
Moment
utrzymujący
związany
ze zbrojeniem:
Moment
utrzymujący
związany
ze zbrojeniem:
(z uwzględnieniem ciśnienia wody w poMoment destabilizujący związany z ciężarem gruntu oraz obciążeniem
[kN/mb] (5) naziomu:
rach gruntu), jednakże obliczenia w warun[kN/m
Wytrzymałość zbrojenia na ścinanie pominięto.
kach bez odpływu upraszczają analizę oraz
zapewniają bardziej trafne rozwiązanie dla Moment utrzymujący związany z gruntem:
nośności krótkotrwałej.
- częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
Moment
związany
z cięża- Tfroj
występującej
w zbrojeniu
podstawy nas
Wykresdestabilizujący
wartości siły
rozciągającej
n
W celu poprawy stateczności ogólnej rem
związany
z
ekonomicznymi
konsekwencjagruntu
oraz
obciążeniem
naziomu:
przedstawiono
na
rysunku
3a.
Maksymalna
potrzebna
siła
w
zbrojeniu
Tro[kN/m
wyst
3. Stateczności
na zbrojenie
obrót, [1]
nasypu,
przyjmuje się
podstawy
Wykres wartości siły rozciągającej Troj wy- mi zniszczenia [-],
miejscu
osiągnięcia przez siłę Troj maksimum.
zapewniające dodatkowy moment utrzy- stępującej
fp - częściowy współczynnik bezpieczeństwa
w zbrojeniu podstawy
Moment utrzymujący
związanynasypu
ze zbrojeniem:
Zbrojenie
powinno
osiągnąć
odpowiednią
więź (przyczepność) z przyległym gr
W celu
stateczności
ogólnejprzedstawiono
nasypu, przyjmuje
mujący.
Siłępoprawy
w zbrojeniu
Troj , w określonym
na rysunkusię
3a. zbrojenie
Maksymalnapodstawy
związany z oporem zbrojenia na wyciąganie [kN/m
zapewnić
wygenerowanie
siły
T
.
Taka
przyczepność
potrzebna
siła Siłę
w zbrojenia
zbrojeniu
Tna
[-],
miejscu
’j’ podstawy
nasypu, można
wyzna- utrzymujący.
występuje
, wpominięto.
określonym
miejscupowinna wystąpić wzdłu
zapewniające
dodatkowy
moment
w zbrojeniu
Troj roj
Wytrzymałość
ro ścinanie
przed jak
i za siłę
powierzchnią
(rys. 3b).
W części
zsuwu (pośliz
czyć
z zależności (2).
wzarówno
miejscu
osiągnięcia
przez
Troj maksi- Tpoślizgu
- siła w zbrojeniu
niezbędna
do zapewroj
’j’ podstawy
nasypu, można wyznaczyć
z zależności
(2).
mum.
nienia stateczności w punkcie j [kN/mb],
być
spełniony
warunek
(6).
w zbrojeniu
podstawy nasypu
Wykres wartości siły rozciągającej Troj występującej
[kN/m/mb]
(2)
Zbrojenie powinno osiągnąć odpowiednią g - ciężar gruntu, z którego formowany jest
przedstawiono na rysunku 3a. Maksymalna
potrzebna siła w zbrojeniu Tro występuje
[kN/mb]
gdzie: (2)
więź (przyczepność) z przyległym gruntem, nasyp [kN/m3],
[kN/mb]
miejscu
osiągnięcia
przez
siłę
T
maksimum.
roj
- pionowe ramie momentu dla tak
krytyczniej
j [m],
Yj
by zapewnićpowierzchni
wygenerowaniepoślizgu
siły Troj. Takaw punkcie
h - średnia
wysokość nasypu nad zbrojegdzie:
gdzie:
Zbrojenie
powinno
osiągnąć
odpowiednią
więź
(przyczepność)
z przyległym gruntem
niem
na
odcinku
Lzwiązany
YM
przyczepność
powinna
wystąpić
wzdłuż
pionowe
ramie
momentu
dla
krytyczniej
[m],
moment
utrzymujący
związany
ze
zbrojeniem
w
punkcie
j
[kN/m/mb],
j RRj
j
- częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
z ekonomicznymi
fn
zapewnić
wygenerowanie
siły
T
.
Taka
przyczepność
powinna
wzdłuż zbr
roj
zbrojenia, zarówno przed jak i za powierzchpowierzchni poślizgu w punkcie j [m],
a’ - współczynnik współpracywystąpić
grunt/zbrojekonsekwencjami
zniszczenia
[-],
zarówno
przed
jak
i
za
powierzchnią
poślizgu
(rys.
3b).
W
części
zsuwu
(poślizgu),
p
MRRj - moment utrzymujący związany ze nią poślizgu (rys. 3b). W części zsuwu (pośli- nie ze względu na tan φ’cv [-],
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
związany
z
oporem
zbrojeni
f
p
być powinien
spełniony
zgu),
byćwarunek
spełniony(6).
warunek (6).
zbrojeniem w punkcie j [kN/m/mb],
φ’cv - efektywny kąt tarcia wewnętrznego
wyciąganie [-],
MDj - moment destabilizujący w punkcie j
w
gruncie nasypu bez zmiany objętości
[kN/mb]
- siła w zbrojeniu niezbędna do
zapewnienia
w punkcie j [k
Troj
w stanie
krytycznymstateczności
[°],
[kN/m/mb],
3
gdzie:
(6)
fms - częściowy
MRSj - moment utrzymujący związany z wy- [kN/mb]
współczynnik

- ciężar gruntu, z którego formowany
jest nasyp
[kN/mbezpieczeń],
- częściowy współczynnik bezpieczeństwa
związany
fn
trzymałością gruntu w punkcie j [kN/m/mb], gdzie:
stwa
stosowany
dona
tanodcinku
φ’zcv,ekonomicznymi
oraz cLu [-],[m],
h
- średnia wysokość nasypu nad
zbrojeniem
12
a’
fp
φ’cv
Troj
j
konsekwencjami zniszczenia [-],
- współczynnik współpracy grunt/zbrojenie ze względu na tan φ’cv [-],
- częściowy współczynnik bezpieczeństwa związany z oporem zbrojenia
na
- efektywny
zmiany obję
wyciąganie
[-],kąt tarcia wewnętrznego w gruncie nasypu bez
5 /2014
[°], niezbędna do zapewnienia stateczności w punkcie j [kN/mb
-krytycznym
siła w zbrojeniu

- ciężar gruntu zasypowego [kN/m ],
ążenie użytkowe korony nasypu [kN/m ],
użytkowe korony nasypu [kN/m2],
w
ciowy współczynnik bezpieczeństwa dla ciężaru sgruntuobciążenie
[-],
ffs zewnętrznych
- częściowy [-].
współczynnik bezpieczeństwa dla ciężaru gruntu [-],
ciowy współczynnik bezpieczeństwa dla obciążeń
- częściowy współczynnik bezpieczeństwa dla obciążeń zewnętrznych [-].
fq
Lj - potrzebna długość zakotwienia zbrojenia [m],
a’bc - współczynnik współpracy związany
z wzajemnym oddziaływaniem grunt/zbrojenie ze względu na cu [-],
cu - wytrzymałość na ścinanie słabego podłoża gruntowego przyległego do zbrojenia
w warunkach bez odpływu [kN/m2].
Poślizg skarpy po powierzchni zbrojenia
4. Stateczność na poślizg gruntu nasypu po powierzchni zbrojenia, [1]
ść na poślizg
gruntu na
nasypu
powierzchni
Stateczność
poślizgpo
gruntu
zasypowe- zbrojenia, [1]
go po powierzchni zbrojenia (rys. 1c), nale- 4. Stateczność na poślizg gruntu nasypu po powierzchni zbrojenia, [1]
ży sprawdzać zbrojenia
dla każdej potencjalnej
po-względu na poślizg, Le powinna
długość zakotwienia
w nasypie ze
wierzchni
poślizgu
występującej
pomiędzy
Minimalna długość zakotwienia zbrojenia w nasypie ze względu na poślizg, Le pow
runek (8).
gruntem zasypowym a górną powierzchnią spełniać warunek (8).
[m] (8)
H
- podstawy
wysokość
nasypu [m],
zbrojenia
nasypu.
3

- ciężar gruntu zasypowego [kN/m ],
siłę rozciągającą
w zbrojewMaksymalną
- obciążenie
użytkowe
korony gdzie:
nasypu [kN/m2],
s
ciowy współczynnik
bezpieczeństwa
ze
względu
na poślizg po powierzchni
niu
do zrównoważenia
parcie
ffs Tds potrzebną
- częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
dla ciężaru
gruntu [-],
- częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa ze względu na poślizg po powierz
f
s
nia [-], gruntu zasypowego (rys. 4) można wyznaf
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
dla
obciążeń
zewnętrznych
[-].
q
zbrojenia
[-],
czyć z nasypu
zależnościnad
(7). zbrojeniem na długości Le [m],
nia
], wysokość
5.
Analiza
wyparcia
gruntu
spod
podstawy
nasypu,
[1]
5.
Analiza
- średnia wysokość nasypu nad zbrojeniem nawyparcia
długościgruntu
Le [m],spod podstawy
- j.w. 2T], = 0,5 ⋅ K ⋅ H ( f ⋅ g ⋅ H + 2 ⋅ f ⋅ w ) h
ms [kN/m
pu
ds
a
fs
q
s
fn, a’, φ’cv , fms - j.w.
eństwa dla ciężaru gruntu [-],
W
celu
wyznaczenia
minimalnej długości podstawy skarpy W
Ls potrzebnej
celu wyznaczenia
do przeciwdziałania
minimalnej długości
[kN/mb]
(7)
eństwa
dla
obciążeń
zewnętrznych
[-].
untu spod podstawy
gdzie:
wyparciu należy przeprowadzić
obliczenia
różnych wartości
wyparciu
miąższości
należysłabego
przeprowadzić
podłożaobliczenia
Wyparcie
spoddla
podstawy
ec wystąpieniu wyparcia podłoża gruntowego spod
nasypugruntu
(rys. 5),
Ka - współczynnik parcia
czynnegosię
[-],maksymalną głębokość5.zAnaliza
z
.
Zakłada
równą
podwojonej
z
wysokości
.
Zakłada
się
nasypu.
maksymalną
głębokość
wyparcia
gruntu
spod
podstawy
nasypu,
[1]
c
c
c
Aby
zapobiec wystąpieniu
(rys. 5), zc r
enie podłoża
poza obręb
nasypu
powinno zostać
ograniczone
przez oporywyparcia
tarcia podłoża gruntowego spod nasypu
H - wysokość
nasypu
[m],
W analizie
wykorzystuje
się parametry
gruntowe
w obręb
warunkach
W analizie
bez
odpływu.
wykorzystuje
Jeżeli
słaba
się parametry
gru
przemieszczenie
podłoża
poza
nasypu
powinno
zostać
ograniczone
przez opo
rępowanie”)
na wystarczająco
dużej
powierzchni
spodniej
strony
zbrojenia.
3
starczająca
by przeciwdziałać
bocznym trzymałości na ścinanie w warunkach bez
g - ciężar
gruntu zasypowego
[kN/m
],
warstwa
w
podłożu
gruntowym
ma
ograniczoną
miąższość,
warstwa
a
wartość
w
wytrzymałości
podłożu
gruntowym
na
ma
ograni
(boczne
„skrępowanie”)
na
wystarczająco
dużej
powierzchni
spodniej
strony
zbroje
stać spełnione
dwa warunki:
obciążeniom wywołanym w podłożu odpływu nie zmienia się wraz z głębokością,
ws - obciążenie
użytkowe korony nasypu
ścinanie
w
warunkach
bez
odpływu
zmienia
się wraz
z głębokością,
ścinanie wpotrzebną
warunkach
minimalną
bez
potrzebną
odpływu nie zm
2
Powinny
zostaćnie
spełnione
dwa
warunki:
minimalną
długość
podstawy
gruntowym;
],
zymałość[kN/m
na ścinanie
na dolnej powierzchni zbrojenia
powinna
być
wystarczająca
długość
podstawy
skarpy
, można
wyznaczyć
zmieć
warunku
(10).
długość
podstawy
skarpy
Lpowinna
wyzn
skarpy
Ls, można
wyznaczyć
z warunku
(10). być
s, można
Lspodłożu
wytrzymałość
na ścinanie
na dolnej
powierzchni
zbrojenia
wy
• zbrojenie
podstawy
powinno
wyffs - częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
rzeciwdziałać
bocznym
obciążeniom
wywołanym
w
gruntowym;
starczającą
wytrzymałość
na
rozciąganie
dla
ciężaru
gruntu
[-],
by przeciwdziałać
obciążeniom wywołanym w podłożu gruntowy
jenie podstawy powinno mieć wystarczającą wytrzymałość
na rozciąganiebocznym
aby
(10)
[m] (10)
aby
przenieść
obciążenia
rozciągające
fq - częściowy współczynnik bezpieczeństwa

zbrojenie
podstawy
powinno
wystarczającą wytrzymałość
na rozciąga
nieść obciążenia rozciągające wywołane przez naprężenia ścinające przekazywane mieć
gdzie:
wywołane
przez
naprężenia
ścinające
dla obciążeń zewnętrznych [-].
przenieść
obciążenia
rozciągające
wywołane
przez
naprężenia
ścinające
prz
dłoża gruntowego.
4. Statecznośćgdzie:
na poślizg gruntu nasypu
po powierzchni
zbrojenia,
[1] fgdzie:
przekazywane
z podłoża
gruntowego.
fs
z podłoża gruntowego.
o powierzchni
zbrojenia,
[1]ffs zakotwienia
Minimalna
długość
zbrojenia
ciężaru
gruntu
[-],
- częściowy
współczynnik bezpieczeństwa ciężaru gruntu
- częściowy
współczynnik bezpiecze
ffs [-],
ec wyparciu
podłoża
(rys.
5a)
powinien
byćzbrojenia
spełniony
warunek
(9).
Aby
zapobiec
wyparciu
podłoża
(rys.
5a)
powinna
długość
zakotwienia
w
nasypie
ze
względu
na
poślizg,
L
wMinimalna
nasypie
ze względu
na
poślizg,
L
f
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
powine - częściowy
f
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
obciążeń
zewnętrznych
f
[-],
współczynnik
bezpiecze
e
qq
q
Aby
zapobiec
wyparciu
podłoża
(rys. 5a)
powinien
być spełniony
warunek
(9). 3
w nasypie
ze
względu
na poślizg,
Le powinna
[kN/mb]
(9)
powinien
być
spełniony
warunek
(9).
obciążeń
zewnętrznych
[-],
na
spełniać
warunek
(8).
3
spełniać warunek
(8).
1
- ciężar gruntu zasypowego [kN/m ], [kN/mb](9)

- ciężar gruntu zasypowego
[kN/m
]
1
[k
g1 - ciężar gruntu zasypowego [kN/m3],
H
- maksymalna
wysokość
nasypu
[m],
H
maksymalna
wysokość
nasypu
[m]
[m]
(8)
(8) gdzie:
H - maksymalna wysokość nasypu [m],
(8)
gdzie:
pozioma powodująca wyparcie podłoża[m]
[kN/mb],
2
ws - obciążenie użytkowe
korony
nasypu
[kN/m
],
ws s - podłoża
- obciążenie
użytkowe
korony nasyp
R
siła
pozioma
powodująca
wyparcie
w
obciążenie
użytkowe
korony nasypu
- siła pozioma powodująca wyparcie
[kN/mb],
ha
pozioma związana
gruntu w podłożuRha[kN/mb],
2 warunkach
gdzie: z odporem
podłoża
[kN/mb],
gdzie:
c
wytrzymałość
na
ścinanie
słabego
podłoża
gruntowego
c
w
wytrzymałość
bez
odpływu
na
ścinanie
słabego
[kN/m
],
u
Rhp - siłana
pozioma
związana
z odporemu gruntu w podłożu
[kN/mb],
pozioma
wytrzymałością
gruntowego
ścinanie
na
eństwa zefzwiązana
nazpoślizg
powspółczynnik
powierzchni
2podłoża
2
R
siła
pozioma
związana
z
odporem
grunfswzględu
- częściowy
bezpieczeństwa
ze
względu
na
poślizg
po
powierzchni
c
-s częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
wytrzymałość
na
ścinanie
słabego
pod[kN/m ],
[kN/m
], gruntowego na ścinanie n
u
podłoża
Rhps - siła pozioma związana z wytrzymałością
kości zc [kN/mb],
tu w podłożu [kN/mb],
ze względu
na poślizg
po powierzchni
zbrołoża
gruntowego
w warunkach
bez odpłyzbrojenia
[-],
f
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
stosowany
f
do
c
[-],
częściowy
współczynnik
bezpiecze
ms
ms
u
zc [kN/mb],
ojeniem nazwiązana
długości Lez[m],
pozioma
wytrzymałością podłoża gruntowego
na ścinanie
dolnej
2
Rs - siłagłębokości
pozioma
związana
zna
wytrzymałością
jenia
[-],
wu
[kN/m
],
[m],
h
średnia
wysokość
nasypu
nad
zbrojeniem
na
długości
L
e
z
miąższość
słabego
podłoża
gruntowego
[m],
z
miąższość
słabego
podłoża
gruntow
RR - siła
pozioma
wytrzymałością
podłoża gruntowego na ścinanie
n
c
c
rzchni zbrojenia
[kN/mb].
gruntowego
na związana
ścinanie na zgłęboh - średnia
nasypu nad zbroje- podłoża
fms - częściowy współczynnik bezpieczeńfn, a’, φ’cvwysokość
, fms a’
- j.w.
współczynnik
współpracy
grunt/zbrojenie
ze
względu
a’
na
c
[-].
współczynnik
współpracy
grunt/zb
powierzchni
zbrojenia
[kN/mb].
bc
bc
u
[kN/mb],
kości
z
niem na długości L [m],
stwa stosowany do c [-],
c
e
u
RR - siła pozioma związana z wytrzymałością z - miąższość słabego podłoża gruntowego
fn, a’, φ’cvspod
, fms - nasypu
j.w.
c
oża gruntowego
(rys. 5),
na ścinanie
na dolnej którego
Wyparcie
gruntu
spod
podstawy
Nieco
inna
zależność
dla podłoża
gruntowego,
Nieco wytrzymałość
inna zależnośćna
występuje
ścinanie dla podło
[m],
pu powinno zostać ograniczone
przez
opory
tarcia występuje
powierzchni
zbrojenia [kN/mb].
Aby
zapobiec
wystąpieniu
wyparcia
podłoża
gruntowego
spod
nasypu
(rys.
5),
Wyparcie
gruntu
spod
podstawy
a’
współczynnik
współpracy
grunt/zbro- gdy mi
rośnie
liniowo
wraz
z
głębokością,
gdy
minimalny
współczynnik
rośnie
bezpieczeństwa
liniowo
wraz
z
jest
głębokością,
dużej powierzchni spodniej strony zbrojenia.
bc
W
celu
wyznaczenia
minimalnej
długości
jenie
ze
względu
na
c
[-].
przemieszczenie
podłoża
poza
obręb
nasypu
powinno
zostać
ograniczone
przez
opory
tarcia
powiązany z krytyczną głębokością zc.
powiązany z krytyczną
głębokością zc.
u
Abyzbrojenia
zapobiec
wystąpieniu
pod- podstawy
skarpy
Ls potrzebnej spodniej
do przeciw-strony zbrojenia.
ej powierzchni
powinna
byćwyparcia
wystarczająca
(boczne
„skrępowanie”)
na wystarczająco
dużej
powierzchni
łoża gruntowego
spod gruntowym;
nasypu (rys. 5), prze- działania wyparciu należy przeprowadzić
Nieco inna zależność występuje dla podżeniom wywołanym
podłożu
Powinnywzostać
spełnione
dwa warunki:
Siłę
rozciągającą
Trf wywołaną
w zbrojeniu podstawy związaną
Siłę zrozciągającą
naprężeniami
Trf ścinającymi
wywołaną
w zbrojeni
mieszczenie
podłożanapoza
obręb nasypu
wytrzymałość na
obliczenia dla różnych wartości miąższości łoża gruntowego, którego
wystarczającą
wytrzymałość
rozciąganie
aby

wytrzymałość
na
ścinanie
na
dolnej
powierzchni
zbrojenia
powinna
być
wystarczająca
można
określić
z
wzoru
(11).
można
określić
z
wzoru
(11).
zostać ograniczone
przez opory słabego podłoża zc. Zakłada się maksymalną ścinanie rośnie liniowo wraz z głębokością,
wywołanepowinno
przez naprężenia
ścinające przekazywane
by przeciwdziałać
wywołanym
podłożu gruntowym;
tarcia (boczne
„skrępowanie”) nabocznym
wystar- obciążeniom
gdy minimalny współczynnik
bezpieczeńgłębokość zc równą
podwojonejwwysokości
[kN/mb]
(11)
czająco
powierzchni
spodniejpowinno
strony nasypu.
jest powiązany
 dużej
zbrojenie
podstawy
mieć wystarczającą wytrzymałość nastwa
rozciąganie
aby z krytyczną głębokogdzie:
gdzie:
powinienzbrojenia.
być spełniony
warunek
(9).spełnionerozciągające
W analizie
wykorzystuje
się parametryścinające
Powinny
zostać
dwa
ścią
zc. przekazywane
przenieść
obciążenia
wywołane
przez naprężenia
Le gruntowego.
- wymagana
długość
zakotwienia
zbrojenia
[m], (rys.
5),
Le rozciągającą
- wymagana
długość
zakotwienia zb
gruntowe
w warunkach
bez odpływu.
Je- Siłę
[kN/mb] (9)
warunki: z podłoża
Trf wywołaną
w zbrojeniu
żeliścinanie
słaba warstwa
w podłożu
gruntowym
• wytrzymałość nacuo
ścinanie
na dolnej po- na
podstawy
związaną
z naprężeniami
ścinają-podłoża
- wytrzymałość
podłoża
gruntowego
w warunkach
cuo - wytrzymałość
bez odpływu
na
naścinanie
spodniej
2
2
ograniczoną
miąższość, a wartość wy- cymi można określić z wzoru (11).
e podłoża [kN/mb],
wierzchni zbrojenia powinna
być
wy- ma
],
],
stronie
zbrojenia
[kN/m
stronie
zbrojenia
[kN/m
Aby zapobiec
gruntu w podłożu
[kN/mb], wyparciu podłoża (rys. 5a) powinien być spełniony warunek (9).
fms ścinanie
- częściowy
współczynnik bezpieczeństwa stosowany fdo
częściowy
współczynnik bezpiecze
ms cu -[-].
ałością podłoża gruntowego na
na
[kN/mb] (9)
5gdzie:
/2014
ałością podłoża
gruntowego na ścinanie na dolnej
Rha - siła pozioma powodująca wyparcie podłoża [kN/mb],
13
zciągająca w zbrojeniu
Maksymalna siła rozciągająca w zbrojeniu
powiązany
z krytyczną
głębokością
zc.  stateczności
malnej
rozciągającej
do zapewnienie
sumymaksymalna
maksymalnej
na być
rozciągającej
do zapewnienie
statec
na którą wymiaruje
się
zbrojenie,
powinna
na którą wymiaruje
się zbrojenie
alna siłasiły
rozciągająca
Tr, potrzebnej
Wynikowa
siłasiły
rozciągająca
Tr, potrzebnej
ła
rozciągająca
w
zbrojeniu
Maksymalna
siła
rozciągająca
w
zbrojeniu
do
sypie Tds i maksymalnej siły rozciągającej potrzebnej
w nasypie Tds i maksymalnej siły rozciągającej potrzebnej do za
większapoślizg
od:zapewnienie
ksymalna
rozciągająca
naspod
którąpodstawy
wymiaruje
Wynikowa
siępodstawy
zbrojenie,
maksymalna
powinna
siła
rozciągająca
Tścinającymi
którąspod
wymiaruje
sięnasypu
zbrojenie,
wiązaną
zsiła
naprężeniami
ścinającymi
w zbrojeniu
związaną
zbyć
naprężeniami
Siłę
rozciągającą
TTrfr,wywołaną
r, na
,
ze
względu
na
wyparcie
gruntu
nasypu
stateczności
T
zesiły
względu
na wyparcie
gruntu
podstawy
Trf,
rf na obrót
ej siły rozciągającej
potrzebnej
do
zapewnienia
stateczności

maksymalnej
T
rozciągającej
potrzebnej
do
zapewnienia
statecznośc
,
ro
większa
od:
można określić
z
wzoru
(11).
czyli: lub
- większa wartość jest decydująca.
lub
- większa wartość jest decydująca.
malnej siły rozciągającej potrzebnej
do zapewnienia
 stateczności
maksymalnej
na siły
obrótrozciągającej
Tro,
doredukcyjny
zapewnienia
stateczności
Dodatkowo,
w celu spełnienia
warunku
RFCHpotrzebnej
- współczynnik
uwzględnia[kN/mb]
(11)(11)
[kN/mb]
[kN/mb]
(11)
ymalnej siły rozciągającej potrzebnej do zapewnienie
 lub
stateczności
sumynośności
maksymalnej
na
siły
rozciągającej
potrzebnej
do zapewnienie
statec
stanu granicznej
związanego
z zejący oddziaływania
chemiczne
[-],
spełnienia
warunku
stanu
granicznej
nośności
Dodatkowo,
związanego
z
w
zerwaniem
celu
spełnienia
warunku
stanu
granicznej
nośności
związanego
gdzie:
i maksymalnej siły rozciągającej potrzebnej
do zapewnienie
siły rozciągającej
potrzebnej
do z
asypie Tds
poślizg
w nasypie
Tds i maksymalnej
rwaniem
powinien
być
spełniony
fs - współczynnik
gdzie:
bezpieczeństwa
uwzględ- statecz
aksymalnej
siływarunek
rozciągającej
potrzebnej do zapewnienie
 zbrojenia,
sumy
stateczności
maksymalnej
na
siły rozciągającej
potrzebnej
do zapewnienie
być
spełniony
(12).
zbrojenia,
być
spełniony
warunek
(12).
rys.
5),
wymagana
długość
zakotwienia
zbrojenia
[m],
(rys.
5),
warunek
(12).
niający
ekstrapolację
danych
[-].
LLe e- wymagana
długość
zakotwienia
zbroje,
ze względu
na- wyparcie
gruntu
spod
podstawy
nasypu
stateczności
Tpowinien
ze
względu
na
wyparcie
gruntu
spod
podstawy
nasypu
Trf,
rf
i maksymalnej
siły rozciągającej potrzebnej
dowzapewnienie
w nasypie
Tds (rys.
poślizg
nasypie Tds i maksymalnej siły rozciągającej potrzebnej do za
nia
[m],
5),
w warunkach
- wytrzymałość
odpływu
nawartość
spodniej
na ścinanie
podłoża
gruntowego
w
odpływu
na spodniej
cuo bez
[kN/mb]
(12)warunkach
czyli:
- większa
jest
lub
- większa
wartość
jest
decydująca.
(12) bez
ości ze względu
na
wyparcie
gruntupodłoża
spoddecydująca.
podstawy
nasypu
stateczności
T[kN/mb]
ze względu
na wyparcie
gruntu
spod
podstawy
Trf,
rf,
Projektowanie
wzmocnienia
nasypunasypu
wecuo - wytrzymałość
na ścinanie
W
stanie granicznym
użytkowalności,
wytrzymało
stronie zbrojenia
[kN/m2],
gdzie:
czyli:
lub gruntowego w warunkach
- większa
jest decydująca.
lub
-CSwiększa
wartość
jest
zaleceń
EBGEO 2010
[6]decydująca.
bezwartość
odpływu na
gdzie:
; jest
to maksymalne
obciążenie
rozciągające w
Tdług
any
do wytrzymałości
cfums[-].
- częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
stosowany
do cu wytrzymałości
[-].warunku
spełnienia
warunku
granicznej
Dodatkowo,
związanego
w
z zerwaniem
celu
spełnienia
stanu
granicznej
nośności
związanego
2
wartość
zbrojenia
- projektowa
wartość
zbrojenia
[kN/mb],
spodniej
stroniestanu
zbrojenia
[kN/m[kN/mb],
TDT
-Dprojektowa
wartość
wytrzymałości
zbro- użytkowania
], nośności
przekroczenia
odkształceń
określony
być
spełniony
warunek
(12).
zbrojenia,
powinien
być
spełniony
warunek
(12).
użytkowalności
konstrukcji.
Analiza
stateczności
jenia
[kN/mb],
f
częściowy
współczynnik
bezpieczeńf
spółczynnik
bezpieczeństwa
związany
z
ekonomicznymi
częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa
związany
z
ekonomicznymi
n
ms
celu spełnienia
warunku stanu granicznej nośności
Dodatkowo,
związanego
w celu
z zerwaniem
spełnienia warunku stanu granicznej nośności związanego
Projektową wartość
wytrzymałości zbrojenia dla s
fn - częściowy
stosowany
do cu [-]. [-].
współczynnik
bezpieczeństwa
[kN/mb]
(12)
mi
wystąpienia
zniszczenia
konsekwencjami
wystąpienia
zniszczenia
nien
byćstwa
spełniony
warunek
(12).
zbrojenia,
powinien
być
spełniony warunek
(12).[-].
Stateczność ogólna
związany z ekonomicznymi konsekwencja(12)
migdzie:
wystąpienia zniszczenia[kN/mb]
[-].
sięZgodnie
według zwzoru
(15). zaleceniami EBniemieckimi
GEO, podczas projektowania konstrukcji
małość
geosyntetycznego
wytrzymałość
geosyntetycznego
wartośćzbrojenia
wytrzymałości
zbrojenia [kN/mb], Projektowa
wartośćzbrojenia
wytrzymałości
zbrojenia
[kN/mb],
TD - projektowa
nasypu na
słabym podłożu
należy sprawgdzie:
rojektowej
wytrzymałości
zbrojenia
dla
stanu
granicznego
W
celu
określenia
nośności
projektowej
T
wytrzymałości
zbrojenia
granicznego
D geosyn-bezpieczeństwa
Dla bezpieczeństwa
nasypów posadowionych
na warProjektowa
wytrzymałośćwspółczynnik
zbrojenia
dzić stateczność
wzdłużdla
różnych
potenwspółczynnik
związany
z ekonomicznymi
fn
- częściowy
związany
zstanu
ekonomicznymi
Wszystkie
częściowe
współczynniki
redukcyjne o
wa
wartość
wytrzymałości
zbrojenia
[kN/mb],
projektowa
wartość
wytrzymałości
zbrojenia
[kN/mb],
T
D
wartość
charakterystyczną
TB, według
należy
zredukować
wartość
charakterystyczną
zbrojenia
TB, według
wzoru
(13).
stwie
słabego
gruntu ozbrojenia
dużej miąższości,
tetycznego
cjalnych
powierzchni
które: wzoru (13
mi wystąpienia
zniszczenia
[-].
konsekwencjami
wystąpienia
zniszczenia
[-]. poślizgu,
powinny
być
określone
zgodnie
z
metodami
przed
wy współczynnik
bezpieczeństwa
związany
z ekonomicznymi
n
należy przeanalizować
stateczność
ogólną, z fekonomicznymi
• zlokalizowanezwiązany
są wewnątrz
nasypu i nie
[kN/mb] (13)
f m  RFID  RF
W  RF
CH  f s
encjami w
wystąpienia
zniszczenia
[-]. głębowystąpienia
[-].
celu sprawdzenia
czy nie wystąpią
W celukonsekwencjami
określenia projektowej
wytrzyma- zniszczenia
przecinają warstw
zbrojenia,
małość zbrojenia
geosyntetycznego
Projektowa
wytrzymałość
zbrojenia
geosyntetycznego
gdzie:
kie powierzchnie poślizgu i poślizg całego łości zbrojenia dla stanu granicznego nośno- • zlokalizowane są wewnątrz nasypu
fm i przecinają
- materiałowy
współczynnik
bezpieczeństwa
rojektowej
wytrzymałości
dla stanuściW
W
granicznego
celu
określenia
nośności
projektowej
TD charaktewytrzymałości
dla się
stanu
granicznego
masywu.
TDstanie
warstwy
zbrojenia,
należy
zredukować
wartość
m
nośności,
wytrzymałość
Tzbrojenia
granicznym
wytrzymałość
Tzbrojenia
wytrzymałości
nanośności,
równą
wytrzym
B przyjmuje się równą
B przyjmuje
trzymałość
zbrojenia
geosyntetycznego
Projektowa
wytrzymałość
zbrojenia
geosyntetycznego
współczynnik
redukcyjny
uwzględniający
RF
ID
wartość charakterystyczną
zbrojenia
TB, według
należy
zredukować
wartość
charakterystyczną
zbrojenia
T
wzoru
(13).
,
według
wzoru
(13
•
przebiegają
przez
nasyp,
podłoże
grunrystyczną
zbrojenia
T
,
według
wzoru
(13).
B
według
wzoru
(14).
pełzania
w
określonym
czasie
oraz
temperaturze
zerwanie
T
w
wyniku
pełzania
w
określonym
czasie
oraz
temperaturze
T
B nośności
CR
CR wedłu
nia projektowej wytrzymałości zbrojenia dla stanu
W celu
granicznego
określenia
projektowej
TD wytrzymałości
zbrojeniaredukcyjny
dla stanuuwzględniający
granicznego
RFtowe
W - współczynnik
Stateczność wzdłuż nasypu
i
przecinają
warstwy
zbrojenia.
[kN/mb]
(13)
[kN/mb]
(13)charakterystyczną
wać wartość charakterystyczną zbrojenia TB, według
należy zredukować
wzoru (13).
wartość
TB, według
wzoru (13)
[kN/mb]
(14)
[-], zbrojenia
Obliczenia
należy wykonać
dla stanu:
współczynnik
redukcyjny
uwzględniający
RF
CH
Podczas budowy różnice w wysokości
W stanie granicznym nośności,
wytrzyma[kN/mb]
(13) początkowego, końcowego oraz kolejgdzie:
- współczynnik
bezpieczeństwa
uwzględniaj
fnych
s
nasypu
na jego długości
powinny być
etapów
nasypu.
łość
Tstanie
przyjmuje
się równą
wytrzymałości
m
nośności,
wytrzymałość
T
W
granicznym
nośności,
wytrzymałość
Twznoszenia
przyjmuje
się
równą
wytrzymałości
na
się równą
wytrzym
B
B przyjmuje
B
czna krótkoterminowa wytrzymałość [kN/mb],Tchar - charakterystyczna krótkoterminowa
wytrzymałość
[kN/mb],
ograniczone
do minimum.
Wskazane
jest nazerwanie
W
analizie
opór
zbrojenia
uznaje
się
za
zerwanie
w
wyniku
pełzania
w
określowedług
wzoru
(14).
pełzania
w
określonym
czasie
oraz
temperaturze
T
w
wyniku
pełzania
w
określonym
czasie
oraz
temperaturze
T
CR
CR wedł
kznym
redukcyjny
uwzględniający
pełzanie
[-]. nym
- współczynnik
redukcyjny
uwzględniający
pełzanie [-].
RFrówną
Projektowanie
wzmocnienia
zal
CR
nośności,
TBwprzyjmuje
W
stanie
wytrzymałości
nośności,
na
wytrzymałość
TB przyjmuje
się
równąwedług
wytrzym
wykonanie wytrzymałość
zbrojenia podstawy,
taki spo- się
oddziaływanie
utrzymujące
i nasypu
przyjmuje
czasie granicznym
oraz
temperaturze
TCR według
Analiza
stateczności
[kN/mb]
(14)
niku pełzania
w
określonym
czasie
oraz
temperaturze
zerwanie
T
w
wyniku
według
pełzania
wzoru
(14).
w
określonym
czasie
oraz
temperaturze
T
wedłu
sób aby zapewnić odpowiedni stopień wzoru (14). CR
się najmniejszą z poniższych wartości: CR
Zgodnie
z niemieckimi
zaleceniami
EBGEO, podc
stateczności w kierunku wzdłużnym, i na
• projektowa
(obliczeniowa)
wytrzymagdzie:
[kN/mb]
(14)(14)
[kN/mb]
słabym
podłożu
należy
sprawdzić
stateczność
wzd
krańcach nasypu. Potrzebna siła w zbrojeniu
łość zbrojenia RB,d (stan graniczny STR),
czna krótkoterminowa
wytrzymałość [kN/mb],Tchar - charakterystyczna krótkoterminowa
wytrzymałość
[kN/mb],
poślizgu,
które:
gdzie:
powinna zostać określona według proce- gdzie:
• projektowa (obliczeniowa) wartość
k redukcyjny
uwzględniający
pełzanie
[-].
- współczynnik
redukcyjny uwzględniający
pełzanie
[-]. z gruntu
RF-CRcharakterystyczna
 zlokalizowane
są wewnątrz
nasypu i nie pr
durkrótkoterminowa
opisanych powyżej, biorąc
pod uwagę[kN/mb],
oporu
zbrojenia na wyciąganie
TT
krótkoterminowa
rystyczna
wytrzymałość
krótkoterminowa
wytrzymałość
[kN/mb],
char - charakterystyczna
char
 zlokalizowane
wewnątrz
nasypu i przec
możliwe różnice
wysokości nasypupełzanie
podczas [-].
zasypowego
zpełzanie
lewej są
(RAL,d
wytrzymałość
[kN/mb],
) lub z prawej
ynnik redukcyjny
uwzględniający
RFCR - współczynnik
redukcyjny uwzględniający
[-].
 przebiegają przez nasyp, podłoże gruntowe
budowy.
Dopuszczalne odkształcenia zbrojenia
RFCR - współczynnik redukcyjny uwzględniający pełzanie [-].
(RAR,d) strony od rozpatrywanej linii po-
Obliczenia
należy
wykonać
ślizgu (stan
graniczny
GEO),dla stanu: początkowe
wznoszenia
• projektowanasypu.
(obliczeniowa) wartość
oporu tarcia na górnej powierzchni
W stanie granicznym użytkowalności, wyanalizie opór Rzbrojenia
uznaje
za oddziaływ
Odkształcenia zbrojenia nie powinny trzymałość TB przyjmuje się równą wytrzy- Wgeosyntetyku
na prawo
odsię
rozpaO,d
najmniejszą
z
poniższych
wartości:
przekroczyć zdefiniowanych wartości wy- małości TCS; jest to maksymalne obciążenie
trywanej linii poślizgu (stan graniczny
 projektowa (obliczeniowa)
nikających
z
warunków
stanu
granicznego
rozciągające
w
zbrojeniu,
które
nie
wywosię równą wz
użytkowalności, wytrzymałość TB przyjmuje się
Wrówną
stanie wytrzymałości
granicznym użytkowalności,STR).
wytrzymałość
TB przyjmujewytrzymałość
 projektowa (obliczeniowa) wartość oporu
użytkowalności
(rys.
2).
Jako
podstawowe
łuje
w
okresie
użytkowania
przekroczenia
e obciążenie rozciągające w zbrojeniu, które nie
TCSwywołuje
; jest to maksymalne
w okresie obciążenie rozciągające
w zbrojeniu,
które nie
wywołu
z prawej (R
zasypowego
z lewej
(RAL,d) lub ze
kryterium przyjmuje się, że maksymalne odkształceń określonych warunkami stanu
Konstrukcję
uznajemy
za bezpieczną
zenia
odkształceń
określonych
warunkamiT stanu
użytkowania
granicznego
przekroczenia
odkształceń
określonych
stanu
graniczn
ranicznym
użytkowalności,
wytrzymałość
W
stanie
granicznym
użytkowalności,
wytrzymałość
TB warunkami
przyjmuje
się
równą
wytrzymałości
przyjmuje
się
równą
wytrz
graniczny
GEO),
odkształcenie emax w zbrojeniu podstawy nieB granicznego użytkowalności konstrukcji.
względu(stan
na możliwość
utraty statecznoukcji.
użytkowalności
konstrukcji.
maksymalne
obciążenie
rozciągające
w
zbrojeniu,
;
które
jest
to
nie
maksymalne
wywołuje
w
obciążenie
okresie
rozciągające
w
zbrojeniu,
które
nie
wywołuje
T
 projektowa
(obliczeniowa)
wartość oporu w
CS
jeżeli spełniony
jest warunek
Projektową wartość wytrzymałości zbro- ści ogólnej,
powinno przekraczać 5 % dla zastosowania
ytrzymałości
zbrojenia
dla
stanu
granicznego
użytkowalności
Projektową
wartość
oblicza
wytrzymałości
zbrojenia
dla
stanu
granicznego
użytkowaln
na prawo
od rozpatrywanej
RO,d
ia przekroczenia
odkształceń
warunkami
użytkowania
granicznego
przekroczenia
odkształceń
określonych
warunkami
stanu granicznego
(17),
dla
wszystkich
potencjalnych
po-linii pośliz
jenia
dla stanu
stanu granicznego
użytkowalności
krótkoterminowego
oraz określonych
od 5 do 10 % dla
ności konstrukcji.
użytkowalności
konstrukcji.
się według
wzoru
(15).
wierzchni zniszczenia z uwzględnieniem
oblicza
się według
wzoru
(15).
zastosowań długoterminowych.
Konstrukcję
uznajemy
za bezpieczną
ze względu n
oddziaływań
utrzymujących
i destabilizuwartość wytrzymałości zbrojenia dla stanu granicznego
Projektową
użytkowalności
wartość
dla stanu
granicznego
użytkowalnośc
[kN/mb]wytrzymałości
(15)
[kN/mb]
(15)oblicza zbrojenia
jeżeli
spełniony
jest
warunek
(17),
dla
wszystkich
jących:
Maksymalna siła rozciągająca w zbrojeniu
wzoru (15).
się według wzoru (15).
uwzględnieniem
oddziaływań
utrzymujących
i des
Wszystkie częściowe współczynniki re[kN/mb] (15) E  R  min (R ; R ; R ; R )
[k
d
d
B,d globalny
AL,d
AR,
d
O,d
Wynikowa
maksymalna
rozciągająca
dukcyjne
oraz
globalny współczynnik
bezwspółczynniki
redukcyjne
orazsiłaglobalny
współczynnik
Wszystkie
bezpieczeństwa
częściowe
współczynniki
redukcyjne
oraz
współczynnik
b
T
pieczeństwa
powinny
być
określone
zgod,
na
którą
wymiaruje
się
zbrojenie,
powinna
[kN/mb] (17)
e zgodnier z metodami przedstawionymi w PD powinny
ISO/TR 20432
być określone
[8].
zgodnie z metodami
przedstawionymi w PD ISO/TR 2
Analizę stateczności
ogólnejwspółczynnik
wzdłuż kołowych
po
nie
z metodami
przedstawionymi
w PD ISO/ redukcyjne
byćwspółczynniki
większa od:
częściowe
redukcyjne
oraz
globalny
Wszystkie
współczynnik
częściowe
bezpieczeństwa
współczynniki
oraz globalny
bezp
f20432
RF(16)
H  fs
m  RF
ID  RFW [-]
CH  f s
przeprowadzać
zgodnie
z
DIN
4084
dla
stanu
gran
TR
[8].
•
maksymalnej
siły
rozciągającej
potrzebnej
Analizę
stateczności
ogólnej
wzdłuż
yć określone zgodnie z metodami przedstawionymi
powinny
w PDbyć
ISO/TR
określone
20432
zgodnie
[8]. z metodami przedstawionymi w PD ISO/TR 2043
gdzie:
przypadku
geologicznie
zapewnienia stateczności na obrót Tro,
kołowych strukturalnie
powierzchni i/lub
poślizgu
zaleca zdefini
 RFW  RFdo

f
f

RF

RF

RF

(16)
CH
s
ID
W
CH f s [-] (16)
się przeprowadzać[-],
zgodnie z DIN 4084
lub
fmm - materiałowy
spółczynnik
bezpieczeństwa
[-],
współczynnik bezpieczeństwa
gdzie:
dla stanu granicznego
nośnościpodczas
podłoża wbudow
• sumy
maksymalnej siłyuszkodzenia
rozciągającej pogdzie:
edukcyjny
uwzględniający
podczas
wbudowywania
- współczynnik
[-],redukcyjny uwzględniający
uszkodzenia
RFID
f
eriałowy
współczynnik
bezpieczeństwa
[-],
materiałowy
współczynnik
bezpieczeństwa
[-],
(GEO).
W
przypadku
strukturalnie
i/lub
trzebnej
do
zapewnienie
stateczności
na
f
materiałowy
współczynnik
bezpieczeńm
m
RFW - współczynnik
edukcyjny uwzględniający starzenie się w warunkach
atmosferycznych
redukcyjny uwzględniający starzenie się w warunkach
at
geologicznie uszkodzenia
zdefiniowanejpodczas
powierzchw nasypie
Tds i maksymalnej
siły stwa
ółczynnikpoślizg
redukcyjny
uwzględniający
uszkodzenia
podczas
- współczynnik
wbudowywania
redukcyjny
[-], uwzględniający
wbudowyw
RFID[-],
[-],
ni poślizgu (np.
głębiej się
zlokalizowanych
do zapewnie- współczynnik
redukcyjny
uwzględniająRF
ółczynnikrozciągającej
redukcyjnypotrzebnej
uwzględniający
starzenieRF
się
współczynnik
atmosferycznych
redukcyjny
uwzględniający
starzenie
w warunkach atmos
ID W w- warunkach
edukcyjnynieuwzględniający
oddziaływania
chemiczne
współczynnik
[-], podczas wbudowywania
redukcyjny
uwzględniający
oddziaływania
chemiczne [-]
RF
CH
cienkich
warstw
z
bardzo
małą
wytrzystateczności ze względu na wyparcie cy uszkodzenia
[-],
[-],
bezpieczeństwa
uwzględniający
ekstrapolację
danych
f
współczynnik
[-].
bezpieczeństwa
uwzględniający
ekstrapolację
danych [-]
sW - współczynnik redukcyjny uwzględnia- małością na ścinanie), stateczność należy
spod podstawy
nasypu Trf, oddziaływania
RF
RF
ółczynnikgruntu
redukcyjny
uwzględniający
współczynnik
[-], redukcyjny uwzględniający oddziaływania chemiczne [-],
CH - chemiczne
czyli: Tr = Tro lub Tr = Tds + Trf - większa wartość jący starzenie się w warunkach atmosferycz- analizować stosując łamane powierzchnie
fs
ółczynnik bezpieczeństwa
uwzględniający ekstrapolację
- współczynnik
danych [-]. bezpieczeństwa uwzględniający ekstrapolację danych [-].
zniszczenia.
nych
[-],
decydująca.
cnienia jest
nasypu
według zaleceń EBGEO 2010
Projektowanie
[6]
wzmocnienia nasypu
według zaleceń EBGEO 2010 [6]
Analiza
stateczności
anie wzmocnienia nasypu według zaleceń EBGEO
Projektowanie
2010
[6] wzmocnienia nasypu według zaleceń EBGEO 2010 [6]
14
iteczności
zaleceniami
EBGEO, podczas projektowaniaAnaliza
Zgodnie
konstrukcji
z niemieckimi
nasypu na zaleceniami EBGEO, podczas projektowania konstrukc
stateczności
5 /2014
p
r
zegląd
komunik
ac
yjny
sprawdzić stateczność
różnych
słabym podłożu
należy
sprawdzić
wzdłuż
różnych potencjalnych
niemieckimi
zaleceniamiwzdłuż
EBGEO,
podczaspotencjalnych
projektowania
Zgodnie
zpowierzchni
niemieckimi
konstrukcji
nasypu
zaleceniami
na stateczność
EBGEO, podczas
projektowania
konstrukcji pn
6. Analiza stateczności na poślizg nasypu, [6]
ości na poślizg nasypu, [6]
g nasypu, [6]
6. Analiza stateczności na poślizg
nasypu,są[6]
6. Analiza
stateczności
na poślizg
ziomej
parcia
czynnego
[kN/mb],
żeli
spełnione
warunki
(18) ijest
(19). zachowana,
Stateczność
na
poślizg
jeżeli
spełnione
są warunki
(18)nasypu,
i (19).
izg jest zachowana, jeżeli spełnione są warunki
(18) i (19).
RO,d - obliczeniowa wartość oporu tarcia poAnaliza stateczności na poślizg
(18) (18)
wana, jeżeli spełnione są warunki (18) i (19). Eah,d  RO,d [kN/mb]
[kN/mb]
między
gruntemnazasypowym
a górną
poStateczność na poślizg jest zachowana, jeżeli spełnione
są warunki (18)
Stateczność
i (19).
poślizg jest
zachowana,
jeż
[kN/mb]
(18)
E

R

min
(R
;
R
)
wierzchnią
geosyntetyku
[kN/mb],
stateczności
na
poślizg
po[kN/mb]
(19)
RB,d ; RA,d )W analizie
ah, d
U,d
B, d
A, d
Eah,d  RO,d
Eah,d  RO,d [kN/mb] (18)
RU,d - obliczeniowa wartość oporu tarcia powierzchnie styku pomiędzy geosyntetykiem [kN/mb]
[kN/mb]
gdzie:
(19) (19)
[kN/mb]
Eah,
min (RuprzywileEah,d dolną
RU,d 
min (RB,d(19)
; geosyntetyku
RA,d )
a nasypem
i podłożem
stanowią
między
powierzchnią
d  RU,d 
B, d ; RA, d )
- obliczeniowa wartość składowej
poziomej
parcia czynnego
[kN/mb]
Eah,d [kN/mb],
owa wartość
poziomej
parcia 6).
czynnego
jowaneskładowej
powierzchnie
zniszczenia
(rysunek
a
podłożem
[kN/mb],
gdzie:
gdzie:
gdzie:
R
obliczeniowa
wartość
oporu
tarcia
pomiędzy
gruntem
zasypowym
a
kładowej
poziomej
parcia
czynnego
[kN/mb],
owa
wartość
oporu
tarcia
pomiędzy
gruntem
a górną
O,d- obliczeniowa
Stateczność
poślizg
jest zachowana,
je- Ezasypowym
wartość
składowej
po- RB,d - obliczeniowa wytrzymałość zbrojenia
[kN/mb]
(21)
min(R
) ah,d na
ah,d
- obliczeniowa
wartość
składowej
poziomej
parcia
czynnego
[kN/mb],
obliczeniowa
wartość
składowe
E
3,d ; RB,d E
ah,d
[kN/mb],
oporu
tarcia pomiędzy
gruntem zasypowym a górną powierzchnią geosyntetyku (STR)
nią geosyntetyku
[kN/mb],
[kN/mb],
RO,d
R tarcia
- obliczeniowa wartośćR oporu tarcia
pomiędzy gruntemoporu
zasypowym
-aobliczeniowa
górną
wartość
oporu tarc
RA,dO,d
- obliczeniowa
wartość
oporu
na wycią- obliczeniowa
pomiędzy
dolną
powierzchnią
geo
yku
owa[kN/mb],
wartość oporu
tarcia pomiędzy dolną powierzchnią
geosyntetykuwartość
a
U,d
powierzchnią
[kN/mb],
powierzchnią
geosyntetyku
[kN/m
zeniowa wartość składowej
poziomejgeosyntetyku
parcia czynnego
gruntu
dla
nasypu
o
ganie
zbrojenia
z
gruntu
(GEO)
[kN/mb].
podłożem
[kN/mb],
oporu
tarcia pomiędzy dolną powierzchnią geosyntetyku
a
[kN/mb],
- obliczeniowa wartość oporu tarcia
pomiędzywytrzymałość
dolną powierzchnią
geosyntetyku
- obliczeniowa
a wartość oporu tarc
RU,d
RU,d
ości h1 [kN/mb],
- obliczeniowa
zbrojenia
(STR) [kN/mb],
owa wytrzymałość
zbrojenia (STR) [kN/mb],RB,d
W
przypadku
gdy
opór
tarcia
RO,d jest niepodłożem
[kN/mb],
podłożem
[kN/mb],
zeniowa wartość składowej
poziomej
parcia czynnego
gruntu
dla
wysokości
h
3
- obliczeniowa
na wyciąganie
zbrojenia
z gruntu
(GEO)
ałość
zbrojenia
(STR)
owa wartość
oporu
na [kN/mb],
wyciąganie zbrojenia zRgruntu
(GEO)
[kN/mb].wartość oporu
A,d
wystarczający,
stateczność
na
poślizg
można
RB,d całkowitej
- obliczeniowa
wytrzymałość
zbrojenia[kN/mb],
(STR) [kN/mb], RB,d
- obliczeniowa wytrzymałość
zbr
j różnicy wysokości
oraz miąższości
„zawinięcia”
oporu na wyciąganie zbrojenia z gruntu (GEO) [kN/mb].
zwiększyć
przez
„zawinięcie”
warstwy
zbrojeRA,doporu-tarcia
R
obliczeniowa
wartośćWoporu
na
wyciąganie
zbrojenia
z
gruntu
(GEO)
obliczeniowa
[kN/mb].
wartość
oporu
na
zeniowa wartość
między materiałem
zasypowym
a
górną
A,d
opór tarcia RO,d jest
na poślizg
opór tarcia RO,d jest niewystarczający, statecznośćprzypadku
na poślizggdy
można
nianiewystarczający,
geosyntetycznego w stateczność
nasypie. W takim
rzchnią
geosyntetyku
dlastateczność
długości
h3na
/tan
 [kN/mb],
zwiększyć
przez
warstwy
zbrojenia
geosyntetycznego
w nasypie.
przypadku,
należy
sprawdzić stateczność
jest niewystarczający,
poślizg
można
warstwy zbrojenia
geosyntetycznego
w nasypie.
W„zawinięcie”
takim
dawinięcie”
stateczność
poślizg
można
W przypadku gdy opór tarcia Rprzypadku,
Wnaprzesuw
przypadku
gdy
opórznajdującej
tarcia Rznajdującej
.sprawdzić
O,d jest niewystarczający,
O,d
na
części
nasypu
się jest niew
należy
sprawdzić
stateczność
na
przesuw
części
nasypu
rstwy zbrojenia
geosyntetycznego
w nasypie.
W znajdującej
takim
stateczność
na przesuw części
nasypu
się powyżej
zwiększyć przez „zawinięcie” warstwy
zbrojenia
geosyntetycznego
zwiększyć
w
nasypie.
przez
W
takim
„zawinięcie”
warstwy
zb
powyżej nad
wywinięcia
zbrojenia
(rys. 7a),
jak
wywinięcia
(rys. 7a), jak również
warstwą
zbrojenia
zasadniczeg
eczność
na przesuw
części
znajdującej
się
powyżejzbrojenia
ia (rys. 7a),
jak również
nadnasypu
warstwą
zbrojenia
zasadniczego
(rys. 7b).
również
nad warstwą
zbrojenia
zasadniczeprzypadku, należy sprawdzić stateczność
na przesuw
części nasypu
przypadku,
znajdującej
należy
się powyżej
sprawdzić
n
Oprócz
warunku
(19) powinny
być spełnione
również
warunki
(20)stateczność
i (21).
k również
zbrojenia
(rys.
7b).
9)
powinnynad
byćwarstwą
spełnione
równieżzasadniczego
warunki (20)
i (21).
go
(rys. 7b). Oprócz
warunku
(19) 7a),
powinny
wywinięcia zbrojenia (rys. 7a), jak również nad warstwą zbrojenia zasadniczego
wywinięcia
zbrojenia
(rys.
7b).(rys.
jak równie
Eah3,d  R3,d [kN/mb] (20)
yć spełnione również warunki (20) i (21).
spełnione
również(19)
warunki
(20) i (21).być spełnio
Oprócz warunku (19) powinny być
spełnione również warunki (20)być
Oprócz
i (21).
warunku
powinny
[kN/mb] (20)
Eah3,d  R3,d
Eah3,d  R3,d [kN/mb]
(20)
[kN/mb] (20)
Eah,d  R O,d  min(R3,d ; RB,d )
[kN/mb]
Eah,d  R O,d  min(R3,d ; RB,d )
[kN/mb]
(21) (21)
gdzie:
E
- obliczeniowa wartość składowej
ah,d
gdzie:
gdzie:
wysokości
h1 [kN/mb],
- obliczeniowa wartość
składowej po- obliczeniowa wartość składowej poziomej parcia czynnego gruntu Edla
Eah,d
ah,d nasypu o
ziomej
czynnego gruntu
dla nasypu
E
- obliczeniowa
wartość
składowej
ah3,d parcia
wysokości h1 [kN/mb],
o wysokościrównej
h1 [kN/mb],
różnicy
wysokości
całkow
Eah3,d - obliczeniowa wartość składowej poziomej parcia czynnego gruntu dla wysokości h3
Eah3,d - obliczeniowa wartość składowej poR3,d
- obliczeniowa wartość oporu tarc
równej różnicy wysokości całkowitej oraz miąższości „zawinięcia” [kN/mb],
ziomej parcia czynnego gruntu dla wysokopowierzchnią
geosyntetyku
R3,d
- obliczeniowa wartość oporu tarcia między materiałem zasypowym ści
a górną
h3 równej
różnicy wysokości
całkowitej dla dł
R
, RB,d - j.w.
O,dmiąższości
powierzchnią geosyntetyku dla długości h3/tan [kN/mb],
oraz
„zawinięcia” [kN/mb],
6. Analiza stateczności na poślizg nasypu, [6]
R
obliczeniowa
wartość oporu tarcia
RO,d , RB,d - j.w.
3,d
eczności na poślizg nasypu z zastosowaniem zawinięcia zbrojenia, [6]
ru gruntu i obciążeń użytkowych korony nasypu wyznacza się zgodnie z EC7,
wiednie częściowe współczynniki bezpieczeństwa do oddziaływań w stanie
EO.
liczeniową) wartość oporu tarcia między zasypem a geosyntetykiem RO,d
wzoru (22).
h
[kN/mb] (22)
 ( 1 )  h1  f 1g,d
tan
między materiałem zasypowym a górną
powierzchnią geosyntetyku dla długości h3/
tanβ [kN/mb],
RO,d , RB,d - j.w.
Oddziaływania
Parcie od ciężaru gruntu i obciążeń użytkowych korony nasypu wyznacza się zgodnie z EC7, stosując odpowiednie częściowe
współczynniki bezpieczeństwa do oddziaływań w stanie granicznym GEO.
Opory
Projektową (obliczeniową) wartość oporu
tarcia między zasypem a geosyntetykiem
RO,d określa się ze wzoru (22).
RO, d = 0,5 ⋅ g 1, d ⋅ (
h1
) ⋅ h1 ⋅ f 1g,d
tanb
[kN/mb] (22)
gdzie:
b - kąt nachylenia skarpy (rys. 7) [°],
h1 - całkowita wysokość nasypu [m],
achylenia skarpy
(rys.
7) [°], na poślizg nasypu z zastosowaniem zawinięcia zbrojenia, [6]
7. Analiza
stateczności
owita wysokość nasypu [m],
7. Analiza stateczności na poślizg nasypu z
zeniowa
wartośćstateczności
ciężaru objętościowego
gruntuz zastosowaniem
zasypowego ( 1,d
=  1,k) zbrojenia, [6]
7.
Analiza
na
poślizg
nasypu
zawinięcia
15
m3].
Oddziaływania
5 /2014
p r zeg
ląd komunik ac y jny
Analiza stateczności ze względu na wypar
Zjawisko wyparcia gruntu może wystąpić
Analiza stateczności ze względu na wyparcie
miąższości, w trakcie wykonywania konst
Zjawisko wyparcia gruntu może wystąpić w przypadku nienośnego
początkowym kiedy grunt jest bardzo słab
miąższości, w trakcie wykonywania konstrukcji nasypu, w szczególn
podłoża (GEO). Uwzględniając wytrzyma
początkowym
kiedy
gruntgdzie:
jest bardzo słaby (rys. 8). Wymaga to ana
stwa ze względu
na opór zbrojenia
odkształwziąć pod uwagę
oddziaływania na
Rnależy
- charakterystyczna
wartość
wytrzymałocalnego na wyciąganie
DIN 1054)
[-].
B,k
podłoża(wg
(GEO).
Uwzględniając
wytrzymałość
gruntu
na ścinanie w
przechylenie
się
nasypu
(wzór
(30)).
ści
długoterminowej
geosyntetyku
[kN/mb],
Projektową wartość
oporu
na
wyciąganie
należy wziąć pod uwagę oddziaływania
na bryłę gruntu
wynikające
γ
częściowy
współczynnik
bezpieczeńM
zbrojenia w stanie
granicznymsię
konstrukcji
przechylenie
nasypu (wzór
(30)).
stwa materiałowego
dla konstrukcji z gruntu
γ 1,d - obliczeniowa wartość ciężaru objętościowego gruntu zasypowego (γ 1,d = γ 1,k)
[kN/m3].
f1g,d - charakterystyczna wartość współczynnika tarcia między gruntem zasypowym
a geosyntetykiem (tanφd = tanφk/ gφ) [-].
Projektową wartość siły tarcia na górnej powierzchni geosyntetyku w przypadku ‘zawinięcia’
R3,d wyznacza się analogicznie (wzór (22))
uwzględniając wysokość h3 ( rys. 7a).
Przy określaniu wytrzymałości na ścinanie
między geosyntetykiem a podłożem gruntowym należy rozróżnić dwa stany: początkowy i końcowy.
W stanie początkowym:
RU, d = cu2,d ⋅
h1
tanb
[kN/mb] (23)
W stanie końcowym:
h
h
RU, d = c 2, d ⋅ 1 + 0,5 ⋅ g 1, d ⋅ 1 ⋅ h1 ⋅ f 2g,d
tanb
tanb
kN/mb] (24)
gdzie:
cu2,d - obliczeniowa wartość wytrzymałości na ścinanie w warunkach bez odpływu
(cu2,d = cu2,k/ γ cu) [kN/m2],
c’2,d - obliczeniowa wartość wytrzymałości na ścinanie w warunkach z odpływem
(c’2,d = c’2,k/ γ c) [kN/m2],
f2g,d - obliczeniowa wartość współczynnika
tarcia pomiędzy geosyntetykiem a gruntem
w podłożu (tanφd = tanφk/ gφ) [-].
β, h1, γ 1,d - j.w.
Charakterystyczna wartość oporu na wyciąganie zbrojenia zależy od naprężenia ścinającego w gruncie, zmobilizowanego na
powierzchni zbrojenia, według wzoru (25).
R A, k = σV, k ⋅ L A ⋅ f 2g,k ⋅ n [kN/mb] (25)
gdzie:
n - liczba powierzchni tarcia [-],
σV,k - charakterystyczna wartość składowej
normalnej naprężenia [kN],
LA - długość zakotwienia zbrojenia poza powierzchnią zniszczenia [m],
fsg,k - charakterystyczna wartość współczynnika tarcia między gruntem zasypowym
a zbrojeniem; dobór tego współczynnika
opisano szczegółowo w [5], [6] i [10] [-].
Projektową (obliczeniową) wartość oporu
na wyciąganie zbrojenia w stanie granicznym
podłoża (GEO) RA,d określa się ze wzoru (26).
R A, d =
R A, k
gB
(STR) RA,d określa się ze wzoru (27).
R A, d =
g GL
[kN/mb] (27)
zbrojonego elementami odkształcalnymi [-].
Zjawisko wyparcia gruntu może wystąpić
gdzie:
γGL - częściowy współczynnik bezpieczeń- w przypadku nienośnego podłoża o ograstwa ze względu na wytrzymałość na po- niczonej miąższości, w trakcie wykonywania
ślizg (wg DIN 1054) [-].
konstrukcji nasypu, w szczególności w stanie
Wytrzymałość geosyntetyku wyznacza się początkowym kiedy grunt jest bardzo słaby
ją na podstawie krzywej obciążenie-odkształ- (rys. 8). Wymaga to analizy stanu granicznego się
podłoża
Uwzględniając
cenie z badań geosyntetyku
na rozciąganie.
Wytrzymałość
geosyntetyku
wyznacza
ją na (GEO).
podstawie
krzywejwytrzyobciążenie-o
Charakterystyczną wartość wytrzymałości małość gruntu na ścinanie w warunkach bez
zdługoterminowej
badań geosyntetyku
na
rozciąganie.
RB,k oblicza się ze wzoru odpływu, należy wziąć pod uwagę oddziałyCharakterystyczną
wartość wytrzymałości
długoterminowej
RB,kz możliwooblicza się ze w
wania na
bryłę gruntu wynikające
(28).
8. Wyparcie
gruntu spod podstawy,
[6]
RB,k0
ści przechylenie się nasypu (wzór (30)).
RB,k 
gruntu
spod podstawy, [6]
( A1 8.
A2Wyparcie
 A3  A4  A
5)
E ah4,d   G  (  1,k  h1  h4  0,5   2,k  h4 2 -
[kN/mb] (28)
gdzie:
E ah4,d   G  (  1,kwartość
 h1  h4 wytrzymałości
 0,5   2,k  h4 2 krótkoterminowej
- 2  cu2,k  h4 )
R
- charakterystyczna
geosynte
gdzie:
B,k0
RB,k0 - charakterystyczna
wytrzymarozciąganiewartość
[kN/mb],
[kN/mb] (30)
łości
krótkoterminowej
geosyntetyku
na uwzględniający odkształcenie podczas pełz
A
- współczynnik
redukcyjny
1
rozciąganie [kN/mb],
zniszczenie przy pełzaniu [-], gdzie:
A1 - współczynnik redukcyjny uwzględnia- Eah4,d - obliczeniowa wartość parcia grunA
- współczynnik
redukcyjny uwzględniający uszkodzenia geosyntetyku
2 odkształcenie
jący
podczas pełzania oraz tu, określona na podstawie wytrzymałości
oraz zagęszczania
gruntu
[-],
zniszczenietransportu,
przy pełzaniu układania
[-],
gruntu na ścinanie
w warunkach
bez odpływspółczynnik
redukcyjny
uwzględniający
wpływ
połączeń [-],
A
A23- współczynnik redukcyjny uwzględniają- wu [kN/mb],
h1 - całkowita wysokość
cy4 uszkodzenia
geosyntetyku podczas
trans- uwzględniający
nasypu
[m],
- współczynnik
redukcyjny
wpływ
środowiska
[-],
A
portu,
układania
oraz
zagęszczania
gruntu
[-],
h
wysokość
rozpatrywanej
bryły
wypieraA
współczynnik
redukcyjny
uwzględniający
oddziaływania
dynamiczne
4
5
A3 - współczynnik redukcyjny uwzględniają- nego gruntu (h4<h2), (w podłożu jednorodnym wysokość h4 równa jest h2) [m],
cy wpływ połączeń [-],
Projektową
wartość wytrzymałości długoterminowej
R wartość
oblicza
się ze wzoru (
A4 - współczynnik redukcyjny uwzględniają- γ1,k - charakterystycznaB,d
ciężaru obcy wpływ R
środowiska
[-],
jętościowego gruntu zasypowego [kN/m3],
B,k
R - współczynnik
d 
A5 B,
γ
redukcyjny
uwzględniają- charakterystyczna wartość ciężaru ob2,k
M
cy oddziaływania dynamiczne [-].
jętościowego podłoża gruntowego [kN/m3],
gdzie:
Projektową wartość wytrzymałości długo- cu2,k - charakterystyczna wartość wytrzymaR
-RB,d
charakterystyczna
wartość łości
wytrzymałości
długoterminowej
geosynte
terminowej
podłoża na ścinanie
w warunkach bez
oblicza się ze wzoru (29).
B,k
2
odpływu
[kN/m
],
M
współczynnik bezpieczeństwa materiałowego dla konstruk
R- B,częściowy
k
[kN/mb] (29)
R B, d = zbrojonego
γ G - częściowy [-].
współczynnik bezpieczeńelementami
odkształcalnymi
gM
stwa dla stałych oddziaływań w stanie gra-
Zjawisko wyparcia gruntu może wystąpić w przypadku nienośnego podłoża o o
miąższości, w trakcie wykonywania konstrukcji nasypu, w szczególności w stan
początkowym kiedy grunt jest bardzo słaby (rys. 8). Wymaga to analizy stanu g
podłoża (GEO). Uwzględniając wytrzymałość gruntu na ścinanie w warunkach
należy wziąć pod uwagę oddziaływania na bryłę gruntu wynikające z możliwoś
przechylenie się nasypu (wzór (30)).
[kN/mb] (26)
gdzie:
RA,k - charakterystyczna wartość oporu na
wyciąganie zbrojenia [kN/mb],
γB - częściowy współczynnik bezpieczeń16
R A, k
8. Wyparcie gruntu spod podstawy, [6]
5 /2014
-nacałkowita
nasypu
[m],
ścinanie wysokość
w warunkach
bez odpływu
[kN/mb],
- wysokość
rozpatrywanej
bryły
wypieranego
gruntu (h4<h2), (w podłożu
całkowita wysokość nasypu [m],
wysokość h4 bryły
równawypieranego
jest h2) [m], gruntu (h4<h2), (w podłożu
-jednorodnym
wysokość rozpatrywanej
1,k
-jednorodnym
charakterystyczna
wartość
ciężaru
gruntu zasypowego [kN/m3],
h2) [m],
wysokość h4 równa jestobjętościowego
3
podłoża
gruntowego
[kN/m3],
], zniszczenia przechopodłoża
(GEO) [-].
ca. Zapis ten
uwzględnia najniekorzystniejszy
się po powierzchni
nicznym
- charakterystyczna
wartość ciężaru
objętościowego
gruntu zasypowego
[kN/m
2,k
1,k
3gruntowym. Taki rozdział
W analizie
należy
uwzględnić
poniższe
przypadek
czyli
wystąpienie
obu
mechanidzącej
w
podłożu
cu2,k
charakterystyczna
wartość
wytrzymałości
podłoża
na
ścinanie
w
warunkach
bez
charakterystyczna
ciężaru objętościowego podłoża gruntowego [kN/m ],
2,k
2
utrzymujące
(opory)
(rys. 8):
zmów utraty stateczności jednocześnie. Nato- stateczności wydaje się zbędny. Wiadomo,
odpływu
[kN/m
],
coddziaływania
charakterystyczna
wartość
wytrzymałości
podłoża na ścinanie w warunkach bez
u2,k
• odpór gruntu na wypieraną 2bryłę (w wa- miast w wytycznych niemieckich decydującą że należy rozpatrywać wszystkie potencjal Grunkach odpływu
- częściowy
współczynnik
bezpieczeństwa dla stałych oddziaływań w stanie
],
[kN/m
bez odpływu) (wzór (31));
wartością siły rozciągającej w zbrojeniu jest ne powierzchnie poślizgu w ramach sprawgranicznym
podłoża
(GEO)
[-].
G
- częściowy
dlaotrzymana
stałych oddziaływań
w stanie
2 współczynnik bezpieczeństwa
maksymalna wartość
w wyniku dzenia
warunków stateczności ogólnej, tak
REp4,d = 0,5 ⋅ g 2, d ⋅ h4 + 2 ⋅ cu2,d ⋅ h4
granicznym podłoża (GEO) [-].
przeprowadzenia analizy poszczególnych sta- jak jest to praktykowane w zaleceniach nie[kN/mb]
(31) należy uwzględnić poniższe
W
analizie
utrzymujące (opory)mieckich.
(rys. 8):
nówoddziaływania
granicznych.
Dodatkowo w wytycznych EBGEO
•
charakterystyczną
wartość
oporu
tarcia
podano
sposób
sprawdzenia stateczności
Kolejne
różnice
pojawiają
się
przy
określe odpór
gruntu
na wypieraną
bryłęoddziaływania
(w warunkachutrzymujące
bez odpływu)
(wzór(rys.
(31));
W analizie
należy
uwzględnić
poniższe
(opory)
8):
na dolnej powierzchni geosyntetyku
RU,d niu wartości przyczepności zbrojenia. Wy- globalnej dla złożonych mechanizmów
2
 odpór
gruntu na wypieraną bryłę
warunkach
bez odpływu) (wzór (31));
REp4,i (24));
h4 (wniemieckie
[kN/mb]
(31)
(wzory
(23)
d  0,5   2,d  h4  2  cu2,d tyczne
- wzdłuż
powierzchni łamanej,
zalecają przyjmowanie zniszczenia
2
R

0,5



h

2

c

h
[kN/mb]
(31)
w
przypadku
strukturalnie
i/lub geologiczwspółczynnika
tarcia
o
wartości
0,5tan(φ’)
• charakterystyczną
wartość
oporu
tarcia
 charakterystyczną
oporu
Ep4, d
2,d
4wartośću2,
d
4 tarcia na dolnej powierzchni geosyntetyku RU,d
nie
zdefiniowanej
powierzchni
poślizgu.
(jako
wartość
minimalną)
[6]
natomiast
anw podłożu
na
dolnej
powierzchni
bryły
(23) i (24));wartość oporu tarcia na dolnej powierzchni geosyntetyku RU,d
 (wzory
charakterystyczną
gielskie a’tan(φ’cv)[1], gdzie wartość a’ nie
wypieranego gruntu (wzór (32)).
 (wzory
charakterystyczną
wartość oporu
tarcia w podłożu na dolnej powierzchni bryły
(23) i (24));
została dokładnie sprecyzowana. Wiadomo Stateczność na poślizg
h1
gruntu
(wzór
(32)).
R4, d = cwypieranego
⋅
L
=
c
⋅
charakterystyczną
wartość oporu
tarcia
w podłożu
na dolnej
powierzchni bryły
jednak,
że należy
przyjąć wartość
mniejszą
u2,d
u2,d
tanb (wzór
Główną różnicą w analizie stateczności
bądź równą jedności. W tym przypadku,
h1 (32)).
wypieranego gruntu
[kN/mb]
R4,d  cu2,d  L  cu2,d 
[kN/mb] (32)
na
poślizg
nasypu (32)
posadowionego na słanorma
angielska
pozostawia
dowolność
h1
tan
gdzie: R4,d  cu2,d  L  cu2,d 
[kN/mb]
(32) jest brak w norgruntowym
wyboru wartości projektantowi, który w za- bym podłożu
gdzie:
b - kąt nachylenia skarpy nasypu [°], tan leżności od rodzaju wyrobu i dostępnych mie angielskiej konieczności sprawdzenia

- kąt
nachylenia
skarpy nasypu
[°],może przyjąć odpowiednią wartość możliwości wystąpienia poślizgu na dolnej
danych
wysokość
nasypu [m],
h1 - całkowita
gdzie:
powierzchni zbrojenia. Ma to uzasadnienie
współczynnika.
h
wysokość
rozpatrywanej
bryły
wypierah
całkowita
wysokość
nasypu
[m],
14
kąt nachylenia skarpy nasypu [°],
Pewnym
mankamentem
wytycznych
nego
gruntu
(h
<h
)
[m],
4
2
h41
wysokość
rozpatrywanej
bryły
wypieranego gruntu (h4<h2) [m],praktyczne, ponieważ aby mogło dojść do
- całkowita
wysokość
nasypu
[m],
γ 1,d - obliczeniowa wartość ciężaru objęto- angielskich jest brak wzorów do obliczeń wystąpienia takiego mechanizmu, zbrojenie
hściowego
- obliczeniowa
wartość
ciężaru
objętościowego
gruntu
( 1,d =najpierw
 1,k) ulec przerwaniu.
wysokość
rozpatrywanej
wypieranego
gruntu
(hzasypowego
[m],musiałoby
41,d
4<hz2)odw przypadku
rozważania
warunków
gruntu
zasypowego
(γ 1,d = γ 1,k) bryły
3
],
[kN/m
- obliczeniowa
wartość ciężaru
objętościowego
zasypowego
( 1,d = w 1,k
)
Również
przypadku
analizowania popływem.
Może wynikać gruntu
to z faktu,
iż ideą
1,d 3], [kN/m
3
γ 2,d2,d- obliczeniowa
-[kN/m
obliczeniowa
wartość
ciężaru
objętościowego
gruntu
w
podłożu
(

=

)
powierzchni zbrojenia zawartość
], ciężaru objętościo- wzmocnienia podstawy nasypów posada- ślizgu
2,d na górnej
2,k
3
między wytycznymi.
wianych
na słabym podłożu
gruntowym
jest uważalne
gruntu
w podłożu
) [kN/m3],ciężaru
[kN/m
], (γ 2,d = γwartość
wego
- obliczeniowa
objętościowego
gruntu
w podłożu
( 2,d = są2,króżnice
)
2,k
2,d
3
Dotyczą
one sposobu określania siły utrzyzapewnienie na
stateczności
konstrukcji
głów- obliczeniowa
wartość wytrzymałości
ccu2,d
-[kN/m
obliczeniowa
wartość
wytrzymałości
ścinanie
gruntu
w
podłożu
w
warunkach
u2,d
],
mujących. Według normy angielskiej siła
na ścinanie gruntu w podłożu w warunkach nie na czas 2konsolidacji podłoża.
bez
odpływu
/  cu) [kN/m ].na ścinanie gruntu w podłożu
cbez
obliczeniowa
wartość
wytrzymałości
w warunkach
u2,d 2= cu2,k
u2,dodpływu (c = c / γ ) (c
w zbrojeniu jest równa co do wartości sile
[kN/m
].
u2,d
u2,k
cu
2
odpływu
(cu2,d = gruntu
cu2,k/  cuStateczność
) [kN/m ].lokalna
wynikającej z parcia czynnego od gruntu
Warunki bez
stateczności
na wyparcie
Warunki
stateczności
wyparcie gruntu dane są nierównościami (33) i (34).
zasypowego (i obciążenia użytkowego), na
dane są nierównościami
(33)na
i (34).
bazie którego
określa
się długość zakotwieAnaliza
stateczności
lokalnej
polega
na
[kN/mb]
(33)
Eah4,d  Rstateczności
 Rwyparcie
Warunki
gruntu dane są nierównościami (33) i (34).
Ep4,d  RU,d na
4,d
nia
zbrojenia,
niezbędną
do wygenerowania
sprawdzeniu
czy
nachylenie
skarpy
jest
[kN/mb]
E
REp4,
[kN/mb]
[kN/mb] (33)
(34)
Rah4,d (33)
min
(Rd ;RRU,d ) R4,d
h1
h14
h4
U,d
B,d
A,d
mniejsze od wartości tangensa kąta tarcia
tarcia, które przeniesie siły od parcia na zbro-
W wytycznych angielskich BS 8006:2010
zaleca się przeanalizowanie stateczności
na obrót oraz stateczności ogólnej (rys.
1b i e). Różnica polega na zasięgu kołowej
powierzchni poślizgu, wzdłuż których dochodzi do utraty stateczności. W pierwszym
przypadku (obrót) powierzchnia przechodzi przez konstrukcję nasypu oraz podłoże
gruntowe. W warunku stateczności ogólnej
zakłada się, że konstrukcja nasypu zachowuje się jak monolit, który w całości ześlizguje
siła tarcia na powierzchni zbrojenia RO,d jest
większa bądź równa parciu czynnemu, to
generowana siła rozciągająca w geosyntetyku ma wartość równą parciu czynnemu, tak
jak to zapisano w BS 8006:2010.
[kN/mb]
(34)
RU,d  min (R B,d ; R A,d )
(7)).
wewnętrznego gruntu, z którego formowa- jenie (wzór
W
zaleceniach
niemieckich
oddziaływany
jest
nasyp.
Wymóg
analizy
stateczności
Analiza
nośności granicznej podłoża
[kN/mb] (34)
niem
utrzymującym
są
również
opory
tarcia.
lokalnej
obecny
jest
w
zaleceniach
angielWedług
zaleceń EBGEO
w przypadku
nasypów posadowionych na gruncie o małej
Analiza
nośności
granicznej
podłoża skich
BS 8006:2010 (wzór (1)), natomiast Jednakże, w przypadku sprawdzania pośliAnaliza nośności granicznej podłoża
wytrzymałością
ścinanie,
nośność w
podłoża
według
normy DINwarunek
4017
powinna
zawsze być
Według zaleceń na
EBGEO
w przypadku
nasypów
gruncie
o bezpośrednio
małej
zgu
pod zbrojeniem (w płaszwytycznychposadowionych
niemieckich EBGEO na
analizowana
z
uwzględnieniem
zaleceń
norm
DIN
1054
i
DIN
4084.
Zwykle
decydującym
wytrzymałością
na ścinanie,
nośność
podłoża
normy DIN Jednak4017 powinna
być
czyźnie: zawsze
dolna powierzchnia
geosyntetyku
nie jestwedług
wyraźnie sformułowany.
Według zaleceń EBGEO
w przypadku
na- ten
jest
warunek
ogólnej,
a nie
nośność
gruntowego.
– podłoże)
pod uwagę bierze się sumę siły
że, w
paragrafie
dotyczącym
analizy
stateczsypów
posadowionych
nastateczności
gruncie o małej
analizowana
zanalizy
uwzględnieniem
zaleceń
norm
DIN
1054 podłoża
i DIN
4084.
Zwykle
decydującym
tarcia na dolnej powierzchni zbrojenia i siły
ności, zapisano,
iż ważnepodłoża
jest aby sprawdzić
wytrzymałością
ścinanie,stateczności
nośność podłojest
warunek na
analizy
ogólnej,
a nie nośność
gruntowego.
dodatkowej od zbrojenia (wytrzymałości
stateczność
wzdłuż
wszelkich
krytycznych
ża
według
normy
DIN
4017
powinna
zawsze
Porównanie zaleceń
rozciąganie zbrojenia lub opór zbrojepowierzchni
zniszczenia,
również
tych
zlobyć
analizowana
z
uwzględnieniem
zaleceń
Porównując
szczegółowo
zapisy normy BS 8006 i wytycznych EBGEO, wnazakresie
Porównanie
zaleceń
norm DIN 1054 i DIN 4084. Zwykle decydują- kalizowane wewnątrz nasypu i nie przecina- nia na wyciąganie, decyduje mniejsza warprojektowania
zbrojenia geosyntetycznego
podstawy
nasypu naEBGEO,
słabym podłożu
gruntowym
Porównując
szczegółowo
zapisy
normy
BSwarstw
8006 zbrojenia.
i wytycznych
wtość).
zakresie
Jednak jeżeli siła tarcia jest większa
jących
cym jest warunek
analizy stateczności
ogól(patrz
[10]),
główna
różnica
między
zaleceniami
ujawnia
się
podczas
doboru
zbrojenia,
a destabilizującego (parcia
projektowania
zbrojenia
geosyntetycznego podstawy nasypu na słabym podłożu
gruntowym
od oddziaływania
nej, a nie nośność podłoża
gruntowego.
dokładnie:
sposobu
oszacowania
maksymalnej
wartości
siły
rozciągającej
w
zbrojeniu.
W
(patrz [10]), główna różnica między zaleceniami
się podczas doboru
zbrojenia,
a BS są pomijane przy
czynnego)
siły dodatkowe
Stateczność naujawnia
obrót
doborze
geosyntetyku
Porównanie zaleceń
dokładnie:
sposobu oszacowania maksymalnej wartości siły rozciągającej w
zbrojeniu.
W BSjako zbrojenia. Jeżeli
Porównując szczegółowo zapisy normy
BS 8006 i wytycznych EBGEO, w zakresie
projektowania zbrojenia geosyntetycznego
podstawy nasypu na słabym podłożu gruntowym (patrz [10]), główna różnica między
zaleceniami ujawnia się podczas doboru
zbrojenia, a dokładnie: sposobu oszacowania maksymalnej wartości siły rozciągającej
w zbrojeniu. W BS 8006 jest to: Tr = Tro lub Tr =
Tds + Trf, gdzie większa wartość jest decydują-
5 /2014
Wyparcie gruntu w podstawie
W analizie wyparcia (wyciśnięcia) bryły
gruntu słabego podłoża spod podstawy nasypu zauważalne są pewne niejasności dotyczą-
17
czynnego od gruntu zasypowego (i obciążenia użytkowego), na bazie którego określa się
większa zakotwienia
bądź równa parciu
czynnemu,
to generowana
siła rozciągająca
w geosyntetyku
długość
zbrojenia,
niezbędną
do wygenerowania
tarcia, które
przeniesie siłyma
od
wartość
równą
parciu
czynnemu,
tak
jak
to
zapisano
w
BS
8006:2010.
parcia na zbrojenie (wzór (7)).
W zaleceniach niemieckich oddziaływaniem utrzymującym są również opory tarcia.
Wyparcie gruntu
w podstawie
Jednakże,
w przypadku
sprawdzania poślizgu bezpośrednio pod zbrojeniem (w płaszczyźnie:
W
analizie
wyparcia
(wyciśnięcia)–bryły
gruntu
spod
podstawy
nasypu
dolna powierzchnia geosyntetyku
podłoże)
podsłabego
uwagę podłoża
bierze się
sumę
siły tarcia
na dolnej
DIN 4017określania
i DIN 1054
ce
dokładnego
określania
siły w zbrojeniu,
za- dokładnego
(dotyczącej
nasyzauważalne
są
pewne
niejasności
dotyczące
siły
w
zbrojeniu,
powierzchni zbrojenia i siły dodatkowej od zbrojenia (wytrzymałości na rozciąganie zarówno
zbrojenia
równo
R
pów
posadowionych
na
gruncie
o
słabej
(EBGEO,
wzory:
(23),(24))
jak
i
T
(BS
R
(EBGEO,
wzory:
(23),(24))
jak
i
T
(BS
8006,
wzór
(11)).
W
obu
zaleceniach
warunek
U,d
rfrf
lub
opórU,dzbrojenia na wyciąganie, decyduje
mniejsza wartość). Jednak jeżeli siła tarcia jest
równowagi
bryłyWzostał
zapisany
podobnie:
wytrzymałością
na dodatkowe
ścinanie). Nasyp
jest
8006,
wzór
obu zaleceniach
warunek (parcia
większa
od(11)).
oddziaływania
destabilizującego
czynnego) siły
są pomijane
traktowany
jako
kwazi-monolit,
a
sprawrównowagi
bryły
został
zapisany
podobnie:
przy doborze geosyntetyku jako zbrojenia. Jeżeli siła tarcia na powierzchni zbrojenia RO,d jest
dzenie siła
nośności
powinno
zostać przewiększa bądź równa parciu czynnemu, to generowana
rozciągająca
w geosyntetyku
ma
prowadzone,
w szczególności kiedy sławartość równą parciu czynnemu, tak jak to zapisano
w BS 8006:2010.
gdzie:
by grunt ma małą miąższość. Jednakże
gdzie:
i odnoszą
odnoszą
się
do
parciananabryłę
bryłę gruntu,
gruntu
w
podstawie
warunkiem krytycznym zwykle jest analiE-Wyparcie
i
R
się
do
parcia
ah4,d
ha
-W analizie
i wyparcia
określają
odpór za bryłą
wypieranego
gruntu,
(wyciśnięcia)
bryły
gruntuzasłabego
podłoża
spod podstawy
globalnego
zniszczenia
a nienasypu
nośność
gruntu,
zauważalne
są
pewne
niejasności
dotyczące
dokładnego
związaneodpór
są z siłą
tarciawypierana dolnej powierzchni
gruntu , siły w zbrojeniu, zarówno
podłoża. określania
R-Ep4,d i Rihp określają
za bryłą
wzory: (23),(24))
jaknai Trfrf) (BS
8006,
wzór
(11)).
Wna
obu
zaleceniach
warunek
-RU,d (EBGEO,
i (ma bezpośredni
wpływ
związane
są
z siłą
tarcia
powierzchni
styku
nego
gruntu,
W wytycznych
BS
8006:2010
nie ma
żadrównowagi
bryły został
zapisany
podobnie:gruntu.
geosyntetyku
z
bryłą
wypieranego
R4,d i Rs związane są z siłą tarcia na dolnej po- nej informacji na temat sposobu obliczania
Należy jednak
rozważyć,
czy zostaną wygenerowane
maksymalne
wartości wszystkich
siły
nośności
podłoża gruntowego.
Prawdopowierzchni
gruntu
,
utrzymujących,
czy
też
każda
z
nich
ma
w
bilansie
równowagi
jakiś
procentowy
udział.
RU,d i RR(ma bezpośredni wpływ na Trf) zwią- dobnie założono, że projektant bez dodatWarto, przeanalizować sposób obliczania wartości sił
i
z zależności:
zane są z siłą tarcia na powierzchni styku ge- kowych wskazówek skorzysta w tym zakregdzie:
sie z normy EC7-1.
osyntetyku z bryłą wypieranego gruntu.
i
odnoszą się do parcia na bryłę gruntu,
Należy jednak rozważyć, czy zostaną
-Powyższe
i wzory
określają
odpór
bryłą wypieranego
gruntu,
pozwalają
naza
znaczne
zmniejszenie
wartości sił rozciągających, ze względu
Podsumowanie
wygenerowane
maksymalne
wartości
-na które
i dobierany
związanejest
są geosyntetyk
z siłą tarcia na
dolnej powierzchni
gruntu
,
zbrojący.
Związane jest
to z warunkiem
równowagi sił
wszystkich siły utrzymujących, czy też każbryłę wypieranego
gruntu
oraz poprawnym
siły RU,d (EBGEO)
i (manabezpośredni
wpływ na
Trf) związane
są z siłą określeniem
tarcia na powierzchni
styku
-działających
da
ma8006)
w bilansie
równowagi
jak zi Tnich
(BS
z bilansu
sił. jakiśgruntu.Podsumowując, Autorzy chcą dobitz bryłą tych
wypieranego
rfgeosyntetyku
procentowy
udział.
Warto,czy
przeanalizować
nie podkreślić
(co wartości
wspomniano
już we
Należy jednak
rozważyć,
zostaną wygenerowane
maksymalne
wszystkich
siły
sposób
obliczania
wartości
sił
R
wstępie),
że
w
Polsce
napotyka
się na
i
R
z
zaAnalizując
różnice
między
zaleceniami
niemieckimi
i
angielskimi,
w
procedurach
U,d
R
utrzymujących, czy też każda z nich
ma
w bilansie równowagi jakiś procentowy udział.
brakgłówna
wytycznych
krajowych
(zgodnych
leżności:
obliczeniowych
stateczności
nasypu
na wyparcie,
zi nichz dotyczy
uwzględnianej
w
Warto,
przeanalizować
sposób
obliczania
wartości
sił
zależności:
z nowymi
normami EBGEO
geotechnicznymi,
obliczeniach miąższości słabego podłoża gruntowego.
W wytycznych
nie podano Materiały źródłowe
szczególnych ograniczeń dotyczących miąższości.
Jedyna dotyczących
dodatkowa informacja
dotyczy
m.in.[9])
projektowania
przewarstwień
o niższej
wytrzymałości
na ścinanie,
które
rozpoznano
wz badaniach
konstrukcji
ziemnych
zastosowaniem
Powyższe
wzory
pozwalają
na znaczne zmniejszenie
wartości
sił rozciągających,
zepolowych.
względu [1] BS 8006 British Standard. Code of pracW
przypadku
podłoża
jednorodnego,
miąższość
słabej
strefy
w
gruncie
należy
przyjmować
geosyntetyków.
Wypełnienie
tej luki
tice for strengthened/reinforced soils
wzory jest
pozwalają
na znaczne
naPowyższe
które dobierany
geosyntetyk
zbrojący. Związane
jest to z warunkiem
równowagi
sił
do spągu warstwy
słabej
zalegającejgruntu
w podłożu
gruntowym.
Natomiast
wsiły
normie
BS
8006,
stanowić
niemieckie
and other fills. BSI 2010.
zmniejszenie
wartości
sił rozciągających,
zeorazmogą
działających
na
bryłę
wypieranego
poprawnym
określeniem
RU,dzalecenia
(EBGEO)
ograniczono
miąższość
warstwy
w przypadku
gdy [2] DIN 1054. Baugrund. SicherheitsnachEBGEOwysokości
2010 [6]nasypu,
lub brytyjska
norma
względu
na które
dobierany
jest słabej
geosynte8006)
z bilansu
tych
sił. do podwójnej
jak
i Trf (BS
wytrzymałości na ścinanie nie zmienia się wraz z głębokością. W przypadku liniowego
tyk zbrojący. Związane jest to z warunkiem BS 8006:2010 [1]. Po dogłębnej analizie
weise im Erd und Grundbau
Analizując różnice
między zaleceniami
niemieckimi
i angielskimi,
w procedurach
obu tych
opracowań,
w zakresie projek- [3] DIN 4084. Baugrund. Geländebruchberównowagi
sił działających
na bryłę wyobliczeniowych
stateczności
nasypu naokrewyparcie,
głównazbrojenia
z nich dotyczy
uwzględnianej w
towania
geosyntetycznego
pieranego
gruntu
oraz poprawnym
rechnungen
obliczeniach
słabego
podłoża
gruntowego.
W wytycznych
EBGEO
nie podano [4] DIN 4017. Baugrund. Berechnung des
w
podstawie
nasypu
posadowionego
śleniem
siły Rmiąższości
(EBGEO)
jak
i
T
(BS
8006)
U,d
rf
dotyczących
miąższości.
Jedyna dodatkowa
dotyczy
na słabym
podłożu informacja
gruntowym,
doGrundbruchwiderstands von Flachzszczególnych
bilansu tych ograniczeń
sił.
przewarstwień o niższej wytrzymałości na ścinanie, które rozpoznano w badaniach polowych.
gründungen
Analizując różnice między zaleceniami strzeżono w tych wytycznych pewne
W przypadku podłoża jednorodnego, miąższość słabej strefy w gruncie należy przyjmować
nieścisłości,
które
niekiedy
mogą
skutniemieckimi
i
angielskimi,
w
procedurach
[5]
Duszyńska A., Szypulski P. Wymiarowado spągu warstwy słabej zalegającej w podłożu gruntowym. Natomiast w normie BS 8006,
kować
błędami
projektowymi,
prowaobliczeniowych
stateczności
nasypu
na
nie wzmocnienia geosyntetycznego
ograniczono miąższość warstwy słabej do podwójnej wysokości nasypu, w przypadku gdy
dzącymi
m.in.
do
przewymiarowania
wyparcie,
główna
z
nich
dotyczy
uwzględpodstawy nasypu na słabym podłożu.
wytrzymałości na ścinanie nie zmienia się wraz z głębokością. W przypadku liniowego
nianej w obliczeniach miąższości słabego wzmocnienia.
IMiG 2/2012, str. 215-223.
podłoża gruntowego. W wytycznych EBZdaniem Autorów, podstawową wadą [6] EBGEO. Recommendations for Design
GEO nie podano szczególnych ograniczeń obu wytycznych jest problem z dokładnym
and Analysis of Earth Structures using
dotyczących miąższości. Jedyna dodat- oszacowaniem siły rozciągającej w zbrojeGeosynthetic Reinforcements, Ernst W.
kowa informacja dotyczy przewarstwień niu niezbędnej do zapewnienia statecz& Sohn Verlag, 2011.
o niższej wytrzymałości na ścinanie, któ- ności na wyparcie gruntu spod podstawy [7] IBIDiM. Wytyczne wzmacniania podłore rozpoznano w badaniach polowych. nasypu.
ża gruntowego w budownictwie droW przypadku podłoża jednorodnego,
gowym. Warszawa 2002.
Zastosowanie odpowiedniego zbromiąższość słabej strefy w gruncie należy jenia geosyntetycznego w podstawie [8] PD ISO/TR 20432 Guidelines for the deprzyjmować do spągu warstwy słabej zale- nasypu posadowionego na słabym podtermination of the long-term strength
gającej w podłożu gruntowym. Natomiast łożu gruntowym poprawia jego stateczof geosynthetics for soil reinforcement
w normie BS 8006, ograniczono miąższość ność. Należy jednak pamiętać, że para- [9] PN-EN 1997-1 Projektowanie geotechwarstwy słabej do podwójnej wysokości metry słabego podłoża oraz proces jego
niczne. Część 1. Zalecenia ogólne.
nasypu, w przypadku gdy wytrzymałości konsolidacji mają wpływ na wymaganą [10]Szypulski P. Projektowanie nasypów
na ścinanie nie zmienia się wraz z głębo- wytrzymałość na rozciąganie zastosoposadowionych na słabym podłożu
kością. W przypadku liniowego wzrostu wanego wyrobu geotekstylnego lub
gruntowym z zastosowaniem geosynwytrzymałości na ścinanie wraz z głęboko- pokrewnego. Proces konsolidacji podłotetyków. Praca dyplomowa magisterska
ścią, głębokość krytyczną określa się z od- ża gruntowego powoduje poprawę wy(promotor: Duszyńska A.), Politechnika
powiedniej zależności [1].
trzymałości gruntu w podstawie nasypu,
Gdańska, 2013.
w wyniku czego w całym okresie użyt- [11]Wysokiński L., Kotlicki W. Projektowanie
Nośność podłoża
kowania nasypu nie jest potrzebna tak
konstrukcji oporowych, stromych skarp
duża wytrzymałość zbrojenia jak w okrei nasypów z gruntu zbrojonego. Seria
Instrukcje, Wytyczne, Poradniki ITB nr
Według zaleceń EBGEO nośność pod- sie wznoszenia budowli i konsolidacji
429/2007. Warszawa.
łoża powinna być obliczana wg norm słabego podłoża. 
18
5 /2014
Konkurencja pociągów drogowych
dla transportu kolejowego w Europie
Janusz Poliński
Przewozy ładunków ciężarowymi pojazdami drogowymi o podwyższonej masie całkowitej i długości są związane z wieloma ograniczeniami, określonymi w dyrektywie 96/53/WE. Tendencja do zwiększania podstawowych parametrów pojazdów drogowych posiada wielu zwolenników, widzących wiele
korzyści z ich eksploatacji. Dotyczą one m.in. zmniejszonego zużycia paliw płynnych, niższej emisji szkodliwych substancji do atmosfery, niższych kosztów
przewozu. Przeciwnicy systemu wskazują na mniejsze bezpieczeństwo na drogach, przejmowanie części ładunków z przewozów kolejowych itp. W kilku
państwach pociągi drogowe są eksploatowane od wielu lat. W niektórych zabroniono ich kursowania. Operatorzy drogowi zabiegają o zezwolenia na
swobodne przejazdy pociągów drogowych na terenie Europy. W wielu państwach trwają testy i badania, a także konsultacje społeczne, które pozwolą
wspomagać procesy decyzyjne. Artykuł przybliża powyższą problematykę specjalistom z różnych gałęzi transportu, wskazując na potrzebę uwzględniania
tej formy przewozów w prognozowaniu zadań transportu lądowego.
dr inż.
Janusz Poliński
Instytut Kolejnictwa
Zakład Dróg Kolejowych i
Przewozów
[email protected]
Wstęp
Transport lądowy jest elementem transportu powierzchniowego, na który składa
się transport: drogowy, kolejowy i rurociągowy, który ze względu na swoją specyfikę,
został w dalszych rozważaniach pominięty.
Ta klasyfikacja powstała ze względu na środowisko, w którym funkcjonuje określony
rodzaj transportu.
Specjaliści zajmujący się profesjonalnie
transportem kolejowym bardzo często nie
zwracają uwagi na bardzo szybki rozwój
transportu drogowego, w którym postęp
techniczny i technologiczny jest w dużym
stopniu współfinansowany przez Unię Europejską. Różnice dostrzegane są zazwyczaj
przez pryzmat środków przeznaczanych na
finansowanie dróg kołowych i kolejowych.
Z drugiej strony utarło się twierdzenie, że
transport kolejowy jest ekologiczny, tańszy w przewozach ładunków masowych,
zwłaszcza na duże odległości, bezpieczniejszy, co ma mu zagwarantować silną i stabilną pozycję na wiele lat.
Przyjęta przed wieloma laty koncepcja
modernizacji kolei, oparta o najniższe koszty, przy braku pomysłów na ożywienie torów ogólnego użytku, ładowni publicznych
i bocznic, doprowadziła do likwidacji wielu
miejsc generowania ładunków na transport
szynowy. Warto przy tym przypomnieć, że
5 /2014
głównym celem polskiej Strategii rozwoju
transportu do 2020 roku, jest zwiększenie
dostępności transportu i jego bezpieczeństwa [15]. Zamykanie kolejnych linii oraz
niewielka liczba terminali intermodalnych
i centrów logistycznych, nie sprzyja osiągnięciu tego celu przez kolej nawet w takiej perspektywie. Brak systemów śledzenia
ładunków, elektronicznych dokumentów
przewozowych, nowoczesnych technologii
oraz instrumentów sprawnego i efektywnego zarządzania łańcuchami dostaw – to
obecne mankamenty kolei. Jednocześnie
przy naturalnym oddaleniu linii kolejowych
od siedzib potencjalnych klientów, ten rodzaj transportu wymaga ścisłej współpracy
z transportem drogowym. Jednoczesny
brak w transporcie kolejowym innowacyjnych rozwiązań technicznych, technologicznych, a także logistycznych, nie przyczynia
się do pozyskiwania utraconych i nowych
klientów. Nic więc dziwnego, że większość
niedomagań kolei stała się atutem jego konkurenta - transpor tu drogowego.
Patrząc historycznie na te dwie, największe gałęzie transportu, już w okresie międzywojennym rozpoczęła się między nimi
rywalizacja. W początkowym okresie, z uwagi na aspekt ekonomiczny, kolej górowała
nad transportem drogowym. Ładowność
jednego wagonu kilkakrotnie przewyższała
możliwości przewozu ciężarowego pojazdu drogowego wraz z przyczepą. Stąd też
transport kolejowy nie dawał sobie odebrać
pierwszeństwa w ilości przewożonych towarów. Jednocześnie pojazdy drogowe były
wykorzystywane do przewozu ładunków
o niewielkich masach i na krótkich odległościach. Nadawały się do tego ładunki wysoko
przetworzone, a więc cenniejsze lub ładunki
ulegające szybkiemu procesowi psucia.
Szybki rozwój motoryzacji następował
wraz z budownictwem drogowym. Charakteryzowała go nowa jakość, związana
głównie z budową autostrad i wielu obiektów inżynierskich. Powstająca w bardzo
szybkim tempie europejska sieć bardzo
dobrych dróg kołowych, stała się wielkim
Tabela 1. Porównanie transportu drogowego z kolejowym w latach 2000-2011
Transport
K
O
L
E
J
O
W
Y
Parametr
Długość eksploatowanych linii [km]
Linie eksploatowane na 100 km2 powierzchni
ogólnej [km]
Przewozy ładunków [tys.t]
2000
2005
2010
2011
21 575
19 843
20 089
20 113
7,2
6,5
6,5
6,5
187 247
269 553
216 899
248 606
54 448
49 972
48 707
53 746
250 000
254 000
274 000
Brak danych
79,9
81,2
87,6
Brak danych
1 006 705
1 079 761
1 551 841
1 596 209
75 023
119 740
223 170
218 888
Praca przewozowa [mln.tkm]
Długość dróg publicznych [km]
D
R
O
G
O
W
Y
Drogi eksploatowane na 100 km2 powierzchni
ogólnej [km]
Przewozy ładunków
[tys.t]
Praca przewozowa [mln.tkm]
Opracowanie własne na podstawie „Małego rocznika statystycznego GUS 2012”
19
sprzymierzeńcem bardzo szybkiego rozwoju transportu drogowego. Był on coraz
częściej wykorzystywany do transportu ładunków, w tym także tych przewożonych
na duże odległości. Proces ten nie ominął
Polski. Warto zauważyć, że na początku lat
80-tych ubiegłego stulecia, masa przewożonych transportem drogowym ładunków
była już ponad dwukrotnie wyższa od masy
przewożonej koleją. Dalsze lata systematycznie pogłębiały tę różnicę na niekorzyść kolei.
Porównanie obu gałęzi transportu zamieszczono w tabeli 1.
W ciągu ostatnich lat systematycznie
wdraża się różne rozwiązania techniczne,
których efektem jest zmniejszanie energochłonności pojazdów drogowych. Układy
napędowe ciężkich pojazdów drogowych
będą nadal oparte na tradycyjnych silnikach
spalinowych. Przewiduje się, że do 2030
roku typowy układ napędowy ciężarowego
pojazdu drogowego będzie zintegrowaną
jednostką, wykorzystującą zaawansowany
system kontroli, optymalizujący jego funkcjonowanie i zużycie paliwa. Jednostka taka,
złożona z wydajnego energetycznie silnika
spalinowego oraz wydajnego układu wydechowego, zagwarantuje niskie emisje
zanieczyszczeń, zaś silnik umożliwi wykorzystywanie różnych rodzajów alternatywnych
paliw i ich mieszanek [13].
Do 2030 roku przewiduje się zrealizowanie koncepcji modułowej drogowych
pojazdów ciężarowych. W Europie zaczną
obowiązywać nowe, podwyższone standardy dotyczące mas i gabarytów pojazdów do
przewozu ładunków. Zwiększy to możliwości przewozowe tej gałęzi transportu. Dzięki
zoptymalizowaniu konstrukcji do potrzeb
konkretnych przepływów ładunków, pojazdy będą dostosowane np. do przewozu ciężkich ładunków na krótkich odległościach lub
lekkich ładunków na długich trasach. Wdrażanie większych pojazdów drogowych oraz
ich zestawów w formie pociągów drogowych, znacznie zwiększy możliwości przewozowe tej gałęzi transportu [13].
W fachowej literaturze europejskiej, pociągi drogowe występują pod różnymi nazwami. Można spotkać takie nazwy jak: Europejski System Modułowy (European Modular
System – EMS), dłuższe i cięższe pojazdy
(Longer and Heavier Vehicles - LHV), a także:
EuroCombi, Gigaliners, Megatrucks, Monstertrucks,
Jumbotrucks,
Öko-Kombis.
W literaturze problemu można także spotkać terminy: ciężki pojazd drogowy lub megaciężarówka, odnoszący się do większego
pojazdu od obowiązujących normatywów.
Wykorzystywanie pociągów drogowych
wpłynie na zwiększenie wydajności pracy taboru drogowego, przy jednoczesnym obni20
żeniu kosztów własnych przewozów. Mniejsze zużycie paliwa, wynika m.in. z lepszego
wykorzystania mocy silnika. Warto przy tym
zauważyć, że pociąg drogowy charakteryzuje
wyższy współczynnik ładowności (stosunek
ładowności do masy pojazdu). Pociąga to za
sobą mniejsze, jednostkowe zużycie paliwa,
natomiast zwiększona liczba osi pojazdu, powoduje zmniejszone naciski osiowe, co nie
pozostaje bez znaczenia na minimalizowanie
degradacji nawierzchni dróg.
Ciężarowe pociągi drogowe wg Dyrektywy 96/53/WE
Wyrównanie warunków konkurencji pomiędzy państwami – członkami Unii Europejskiej w zakresie transportu drogowego,
reguluje Dyrektywa 96/53/WE [6]. Dotyczy
ona warunków ruchu pojazdów drogowych
na terytorium Wspólnoty, pod kątem dopuszczalnych, największych wymiarów i ich
masy. Od momentu wydania Dyrektywy
(1996 rok) podejmowano parokrotnie próby jej zmiany, które jednak się nie powiodły.
Najważniejsze wielkości normatywne zawarte w tym dokumencie dotyczą:
• maksymalnych dopuszczalnych długości
pojazdów:
–– pojazd silnikowy lub naczepa – 12,00 m,
–– pojazd przegubowy – 16,50 m,
–– pociąg drogowy – 18,75 m,
• maksymalnych dopuszczalnych szerokości pojazdów:
–– wszystkie pojazdy – 2,55 m,
–– nadbudówki pojazdów chłodni – 2,60 m,
• maksymalnej dopuszczalnej wysokości
pojazdów – 4,00 m,
• maksymalnej dopuszczalnej masy pojazdów:
–– pociągi drogowe lub pojazdy przegubowe – 40,0 ton,
–– pojazdy przegubowe przewożące kontenery 40-stopowe – 44,0 ton.
Jednocześnie dyrektywa zezwala państwom członkowskim Wspólnoty na dopuszczanie do ruchu na terytorium swojego państwa pojazdów przeznaczonych do
przewozu ładunków, które mają parametry
odbiegające od przytoczonych. Może to odbywać się na podstawie specjalnego zezwolenia, wydawanego przez właściwe organy
państwa członkowskiego.
Dyrektywa 96/53/WE nawiązuje w artykule 4 do tzw. „koncepcji modułowej”. Zgodnie
z nią nie normatywny pojazd lub zespół pojazdów może być zastąpiony przez nie normatywny pociąg drogowy. Pociąg drogowy
może być utworzony z pojazdów, naczep
lub przyczep, zgodnych z wyżej przytoczonymi parametrami.
W wielu krajach europejskich skorzystano
z możliwości odstępstw, o czym świadczą
przedstawione dane zamieszczone w tabeli 2.
Z tabeli 2 wynika, że w niektórych państwach, takich jak Szwecja, Finlandia, Holandia, Dania, Czechy, dopuszczona do ruchu
masa brutto ciężarowych pojazdów drogowych, przewyższa wartość określoną w dyrektywie 96/53/WE.
Charakterystyka pociągów drogowych
Rozważania na temat eksploatowania
dłuższych i cięższych pojazdów drogowych
mają długą historię. Barierą ich masowego
wykorzystywania była i jest infrastruktura.
Dla przykładu rząd Estonii szacuje, że adaptacja dróg i mostów pod kątem stworzenia możliwości wykorzystywania pociągów
drogowych jest szacowana na 2 mld €, przy
czym koszty pięciokrotnie przewyższą spodziewane korzyści [26].
Ograniczenia parametrów gabarytowych
Tabela 2. Maksymalne dopuszczalne masy i wymiary pojazdów w wybranych krajach UE
Masa
pojazdu
brutto [t]
Wysokość
[m]
Szerokość
[m]
Dyrektywa
96/53/WE
Belgia
Czechy
Dania
Finlandia
Francja
40,00
4,00
2,55
44,00
48,00
48,00
60,00
40,00
4,00
4,00
4,00
4,20
2,55
2,50
2,55
2,60
2,55
16,50
16,50
16,50
16,50
16,50
18,75
18,00
18,75
25,25
18,75
Holandia
Irlandia
Luksemburg
Niemcy
Polska
Szwecja
50,00
44,00
44,00
40,00
40,00
60,00
16,50
16,50
16,50
16,50
16,50
25,25
18,75
18,75
18,75
18,75
18,75
24,00
W. Brytania
44,00
Nie określono
Nie określono
2,55
2,55
2,55
2,60
2,60
2,55
2,55
16,50
18,75
Włochy
44,00
4,00
2,55
16,50
18,75
Kraj
Nie określono
4,00
4,00
4,00
4,00
4,00
Długość [m]
Pojazd
Pociąg
przegubowy
drogowy
16,50
18,75
Opracowano na podstawie: [20, 21]
5 /2014
i masy pojazdów drogowych wynikają m.in.
z istniejących dopuszczalnych obciążeń budowli inżynierskich, geometrii dróg, a w dobie np. kryzysu gospodarczego - potrzeby
ograniczania kosztów ich przebudowy, eksploatacji i utrzymania. Wspomniana dyrektywa 96/53/WE nie ogranicza prawa państwa
członkowskiego do ustanawiania na własnym terytorium innych, wyższych norm dla
pojazdów ciężarowych. Nie może to jednak
naruszać zasad konkurencyjności w transporcie drogowym.
Pierwsze pociągi drogowe zaczęto powszechnie stosować już w drugiej połowie
XX wieku w Szwecji. Koncern Volvo Truck
Corporation od wielu lat jest jednym z ważniejszych propagatorów wdrażania nowych
konstrukcji pociągów drogowych, które
obecnie charakteryzują się masą całkowitą
podniesioną do 60 ton i długością 25,25 m.
Na uwagę zasługuje fakt, że pociągi drogowe są tworzone ze standardowych pojazdów drogowych, takich jak:
• ciągniki siodłowe – moduł A,
• dwu lub trzyosiowe naczepy o długości
13,60 m – moduł B,
• dwu lub trzyosiowych przyczep o długościach 7,82 m z centralnym położeniem
osi - moduł C,
• trzyosiowe naczepy specjalnej konstrukcji
z siodłem – moduł D,
• samochód ciężarowy trzy lub czteroosiowy – moduł E,
• trzyosiowe przyczepy – moduł F,
• dwuosiowy wózek z siodłem (dolly) – moduł G.
Powyższe pojazdy stanowią moduły, z których są budowane różne konfiguracje pociągów drogowych. Można wyróżnić następujące rozwiązania pociągów drogowych:
• rozwiązanie 1: A + B + C,
• rozwiązanie 2: A + D + B,
• rozwiązanie 3: E + F,
• rozwiązanie 4: E + G + B,
• rozwiązanie 5: E + C + C.
Przykłady rozwiązań pojazdów drogowych określonych dyrektywą 96/53/WE zamieszczono na rysunku 1.
Należy zaznaczyć, że w dyrektywie 96/53/
WE Unia Europejska zastrzegła, że kierując
się zasadą nie dyskryminowania poszczególnych krajów, w rozwiązaniach pociągów
drogowych muszą być wykorzystywane
standardowe jednostki transportu drogowego. Oznacza to także możliwość dowolnego
ich zestawiania, czego następstwem będzie
Rozwiązanie 1
Rozwiązanie 2
Rozwiązanie 3
Rozwiązanie 4
Rozwiązanie 5
1. Rozwiązania najczęściej spotykanych pociągów drogowych
2. Naciski osiowe pochodzące od poszczególnych osi ciężarowego pociągu drogowego
w rozwiązaniu 4 [1]
5 /2014
długość pociągu drogowego wynosząca
25,25 m i jego masa do 60 ton. Przykładowy
rozkład nacisków osiowych pochodzących
od poszczególnych kół pociągu drogowego
w rozwiązaniu 4 pokazano na rysunku 2.
Pociągi drogowe są stosowane od wielu lat w Stanach Zjednoczonych, Kanadzie,
Meksyku, Argentynie i Australii. Do Australii
należą wszystkie dotychczasowe rekordy
w formowaniu pociągów drogowych. Już
w 1990 roku w Nowej Południowej Walii
sformowano pociąg drogowy składający się
z 30 przyczep. W 2000 roku uruchomiono
pociąg drogowy składający się z 79 przyczep
(długość 1018 m i masa brutto 1072 tony).
Obecny rekord to pociąg złożony ze 114 naczep o długości 1474 m. Tak długie pociągi
nie znajdują jednak zastosowania i służą jedynie do bicia nowych rekordów [22].
Najczęściej spotyka się pociągi drogowe,
które składają się z ciągnika siodłowego
lub ciągnika balastowego i dwóch, trzech
lub czterech naczep lub przyczep. Jeden
z dłuższych pociągów jest eksploatowany
w Australii, gdzie na 100 km trasie przewozi
jednorazowo 460 ton ładunku. Należy jednak zaznaczyć, że tak duże i długie pociągi
drogowe są wykorzystywane w rejonach
mniej zurbanizowanych, aby nie zakłócały
intensywnego ruchu kołowego. Przykład
powszechnie używanych pociągów drogowych w Australii do przewozu paliw płynnych pokazano na fotografii 3.
Eksploatacja pociągów drogowych
w Europie
Na kontynencie europejskim pociągi drogowe są eksploatowane w Szwecji, Finlandii,
Holandii i Danii, a ich udział w przewozach
systematycznie wzrasta.
W Szwecji, do 1968 roku nie istniały
ograniczenia dotyczące długości ciężarowych pojazdów drogowych. W 1969 roku
wprowadzono ograniczenie długości do
24 metrów, które w 1996 roku zwiększono
do 25,25 m. Wówczas to maksymalna dopuszczalna masa pojazdów wzrosła z 37
do 60 ton. Praktycznie od tego momentu
ciężarowe pociągi drogowe mogły poruszać się bez żadnych przeszkód. Należy zauważyć, że już od 1988 roku inwestowano
w obiekty inżynierskie na drogach, w celu
podniesienia dopuszczalnych nośności
nawierzchni, a poprzez to - nacisków osiowych. Stąd też obecnie pociągi drogowe
mogą poruszać się praktycznie po wszystkich drogach Szwecji. W toku wieloletniej
eksploatacji pociągów drogowych nie
zaobserwowano zwiększonej ilości wypadków z udziałem tych pojazdów [8].
Obecnie udział pociągów drogowych
w przewozach ładunków przekroczył już
21
50%. Jak wykazały dotychczasowe doświadczenia, pociągi drogowe są wykorzystywane do przewozu ładunkach charakteryzujących się dużą objętością względem
masy (np. meble, sprzęt AGD). W 2009 roku
rozpoczęto próby z pojazdami o długości
30 m i masie pojazdu brutto 90 ton, które
używa się do transportu drewna [19]. Jak
wykazały przeprowadzone badania oparte na dotychczasowej eksploatacji pociągów drogowych, dzięki temu rozwiązaniu
technicznemu zwiększono przewozy drogowe o 30%, przy jednoczesnej redukcji
zużycia paliwa o 15% [3]. Dzięki bardzo
dobrej organizacji transportu kolejowego
w Szwecji, wprowadzenie do eksploatacji ciężarowych pociągów drogowych nie
spowodowało zagrożenia dla tej gałęzi
transportu. Udział transportu kolejowego
w przewozach ładunków utrzymuje się
na stałym poziomie wynoszącym ok. 20%.
W ciągu ostatniej dekady, przewozy jednostek ładunkowych transportu intermodalnego koleją, np. z Goeteborga w głąb
kraju wzrosły o 400% [19]. Przyczyniła się
do tego zarówno liberalizacja rynku kolejowego oraz podział zadań przewozowych,
co znacznie zmniejszyło konkurowanie
kolei z transportem drogowym. Stąd też te
gałęzie transportu wzajemnie uzupełniają
się przy realizacji zadań przewozowych.
W Holandii dopuszczalną długość ciężarowych pojazdów drogowych 25,25 m
wprowadzono w 1999 roku, przy jednoczesnym zwiększeniu ich masy do 50 ton. Pierwsze próby z pociągami drogowymi o masie
60 ton przeprowadzono w 2001 roku. Próby
z udziałem czterech firm transportowych
trwały blisko 18 miesięcy. Pozytywne wyniki
testów spowodowały rozpoczęcie w 2004
roku drugiej fazy badań, tym razem z udziałem 66 firm transportowych. Próbna eksploatacja systemu została rozpoczęta w 2006
roku. Była ona prowadzona z udziałem 76
firm i 162 pociągów drogowych. Trzecia faza
testów rozpoczęła się w 2007 roku i miała
m.in. na celu określenie wpływu ciężarowych
pociągów drogowych na bezpieczeństwo
ruchu [8, 11, 12]. Uzyskane pozytywne wyniki testów, pozwoliły na eksploatacje pociągów drogowych przez 397 przedsiębiorstw.
Przy wzrastających przewozach ładunków,
zmniejszyła się liczba przejechanych km
przez tabor drogowy. Wykorzystywanie pociągów drogowych w krajowym transporcie
towarów, pozwoli w dalszej perspektywie
osiągnąć zmniejszenie w przewozach ładunków emisji CO2 o 3-6% i NOx o 2-4%. Pociągi
drogowe są wykorzystywane na dłuższych
trasach, głównie pomiędzy portami, a centrami dystrybucji towarów [19]. W 2011 roku
po holenderskich drogach poruszało się już
22
3. Pociąg drogowy do przewozu paliw płynnych (Australia) [25]
600 pociągów drogowych. Szeroka eksploatacja tego sposobu transportu ładunków
pozwoliła uzyskać 11% spadek emisji CO2
oraz spadek natężenia hałasu o 0,8 dB [12].
Należy zauważyć, że na skutek podziału zadań transportowych (pociągi drogowe obsługują trasy między dużymi centrami logistycznymi, a dowóz i końcowa dystrybucja
towarów w łańcuchu transportowym odbywa się przy udziale mniejszych pojazdów)
znacznie wzrosła efektywność transportu
drogowego.
W Danii do 2009 roku zarejestrowano 316
pociągów drogowych, stosowanych głównie do przewozu ładunków żywnościowych
i drobnicowych [19].
Poglądy na temat zwiększenia limitów ładowności pojazdów drogowych są podzielone. Jak dotąd dłuższe od obowiązujących
standardów zestawy takich pojazdów są
wykorzystywane w państwach skandynawskich. W niektórych krajach zaplanowane
próby użytkowania pociągów drogowych
zostały wstrzymane, co było następstwem
przeprowadzonych referendów społecznych. Przeciwko ich wprowadzeniu opowiedziała się ludność Francji, Belgii, Szwajcarii, Wielkiej Brytanii oraz niektóre landy
w Niemczech. Rządy tych krajów nie zezwalają na poruszanie się takich pojazdów
na swoich terytoriach [8]. Warto jednak
zauważyć, że już w 2006 roku rozpoczęto
w Niemczech doświadczenia z eksploatacją
wydłużonych naczep. W 2009 roku zezwolono w Polsce na nadzorowaną przez ITS
eksploatację 300 takich naczep. Podobne
testy przeprowadza się w Czechach i we
Włoszech [17]. Jest to pierwszy krok w kie-
runku przyszłej eksploatacji pociągów drogowych w tych krajach.
Badania i scenariusze dalszych działań
związanych z rozwojem pociągów drogowych
W odniesieniu do pociągów drogowych
wykonano w różnych krajach wiele opracowań o charakterze naukowo-badawczym.
Znamienną ich cechą jest umiejscowienie
zleceniodawcy opracowania. Prace zlecane
przez przewoźników kolejowych lub operatorów transportu intermodalnego, kładły
nacisk na wskazanie negatywnych efektów
w przypadku rozwoju tej formy transportu
drogowego. Ekspertyzy wykonane na rzecz
przewoźników drogowych, wskazywały na
korzyści wynikające z wprowadzenia ich do
eksploatacji. Stąd też najbardziej obiektywne stały się opracowania zlecane przez władze europejskie i krajowe [17].
W 2009 roku, na zlecenie Komisji Europejskiej wykonano opracowanie dotyczące
dłuższych i cięższych pojazdów do przewozu ładunków [5], w którym głównym
wnioskiem jest stwierdzenie, że wprowadzenie w Unii Europejskiej na szeroką skalę
pociągów drogowych byłoby korzystne dla
gospodarek poszczególnych państw, pod
warunkiem przyjęcia tych rozwiązań przez
ich społeczeństwa. Poprawa funkcjonowania sektora drogowego znacznie pogorszy
pozycję konkurencyjną transportu kolejowego. Zakłada się przy tym, że przesunięcie części ładunków z kolei na drogi będzie
związane z obciążeniem przeniesionej masy
ładunków, zwiększoną wielkością kosztów
zewnętrznych. Wskazuje się przy tym, że
pozytywnym wymiarem jest także przej-
5 /2014
mowanie przez pociągi drogowe ładunków
dotychczas transportowanych ciężarówkami i ładunków, które nie były przewożone
w jednostkach ładunkowych. W tych przypadkach należy odnotować zmniejszającą
się wielkość kosztów zewnętrznych, przypadających na tonę przewożonego ładunku.
Mapę prognozowanych potoków ładunków w drogowych korytarzach transportoowych, wskazanych do perspektywicznego
wykorzystywania pociągów drogowych,
zamieszczono w opracowaniu [5]. Jego autorzy wskazują, że jest możliwe znaczne obniżenie kosztów związanych z eksploatacją
pociągów drogowych, co spowoduje przenoszenie ładunków z kolei na drogi, szczególnie w odniesieniu do ładunków przewożonych masowo. Przeprowadzone w trakcie
realizacji pracy symulacje wykazały, że dalsze
wprowadzanie ciężarowych pociągów drogowych spowoduje stopniowe przejmowanie ładunków z kolei na drogi. Dla 2020 roku
będzie to wiązało się ze spadkiem prognozowanych w UE towarowych przewozów
kolejowych o 2,1 %, przy 0,6 % wzroście
przewozów przez transport drogowy. Założono, że udział pociągów drogowych we
flocie pojazdów drogowych w 2020 roku
będzie stanowił 8,2%. Obliczono, że w przewozach na odległość ok. 1500 km, średnie
obciążenie pojazdu pociągu drogowego
wzrośnie z 21 do prawie 24 ton, natomiast
dla tras do 800 km wzrośnie z 14,0 do 14,4
ton. Główną korzyścią z wprowadzenia na
szerszą skalę pociągów drogowych, byłoby
obniżenie kosztów transportu, spowodowane głównie zwiększeniem przewożonej
masy przez pociąg drogowy, co względem
tradycyjnych przewozów będzie wiązało się
z oszczędnościami ok. 3 mld.€. Podkreślono,
że rozwój przewozów z udziałem ciężarowych pociągów drogowych będzie miał
charakter regionalny. W opracowaniu oszacowano, że w wyniku zmniejszenia liczby
przejazdów przez pociągi drogowe w stosunku do liczby przejazdów pojedynczych
pojazdów drogowych, koszty zewnętrzne
zostaną ograniczone w skali UE o 400 mln
€. Przejęcie części ładunków z transportu
kolejowego wygeneruje wzrost kosztów zewnętrznych o wielkość 313 mln. €. Pomimo
tego ogólny bilans kosztów wskazuje w dalszym ciągu na korzyści płynące z wprowadzania pociągów drogowych [5]. Podkreślono, że elastyczność rynku transportowego
krajów byłego bloku wschodniego znacznie
różni się od rynku skandynawskiego czy
holenderskiego. Stąd też dotychczasowych
doświadczeń nie można w prosty sposób
odnosić np. do rynku transportowego Polski, dla której powinny być przeprowadzone
odrębne analizy.
5 /2014
W 2012 roku, na zlecenie MTBiGM wykonano ekspertyzę, której celem było zbadanie
zasadności zwiększania limitów tonażowych
i gabarytowych pojazdów ciężarowych
z punktu widzenia korzyści dla Polski oraz
zbadanie ewentualnego wpływu zmiany
Dyrektywy Rady 96/53/WE na transport towarowy w Polsce [19]. Ekspertyza należy do
pierwszych krajowych opracowań, które temat pociągów drogowych ujmują z różnych
punktów widzenia. Jednak – jak piszą autorzy - stanowi ona dopiero próbę uporządkowania informacji i wyznaczenia kierunków
dalszych badań. W zawartych rekomendacjach autorzy ekspertyzy zalecają:
• zwiększenie dopuszczalnej masy brutto
ciężarowych pojazdów drogowych i jednostek intermodalnych do 44 ton, przy
zachowaniu zasady nie przekraczania
maksymalnego, dopuszczalnego nacisku
na oś,
• nie dopuszczać obecnie pojazdów drogowych o długości 25,25 m oraz masie
brutto 60,0 ton dopóty, dopóki nie zostaną spełnione wymagania związane z infrastrukturą, pojazdami drogowymi, przepisami i personelem,
• ewentualne stopniowe dopuszczanie
pojazdów drogowych o długości 25,25
m oraz masie brutto 50,0 ton może mieć
miejsce na wybranych trasach, na podstawie zezwoleń wydawanych dla konkretnych firm. Jednocześnie należy opracować warunki, jakie musi spełniać firma
starająca się o takie dopuszczenie, opierając się na doświadczeniach krajów, które
już testowały takie pojazdy drogowe.
W ekspertyzie stwierdzono, że autorzy
opracowań zagranicznych, promujący pociągi drogowe wskazują na potrzebę ich
szerokiego zastosowania na drogach głównych np. autostradach, drogach ekspresowych oraz drogach łączących główne centra logistyczne. Mówi się przede wszystkim
o drogach przynajmniej dwupasmowych
dla jednego kierunku jazdy. Wyjątkiem jest
Szwecja, gdzie takie przewozy są realizowane także na drogach dwupasmowych.
Szwecja i Niemcy planują w celach eksperymentalnych, stworzenie wyodrębnionego
korytarza transportowego (korytarz Marco
Polo na odcinku Norrköping – Herne). Wnioski z tego specyficznego eksperymentu
traktowane są jako pierwszy krok w celu rozwoju sieci połączeń pociągami drogowymi
w regionie południowego Bałtyku [18].
Z szerokim wdrożeniem pociągów drogowych w Europie są związane dwa scenariusze. Pierwszy zakłada, że takie pojazdy
przejmą 50 proc. aktualnego europejskiego
drogowego rynku transportu intermodalnego, który jest szacowany na około 18 mi-
lionów TEU rocznie. Oznacza to wycofanie
z dróg 9 milionów przejazdów tradycyjnymi
pojazdami drogowymi (średnia odległość
przejazdu to 800 km). Według drugiego
scenariusza, pociągi drogowe przejmą 40
proc. aktualnego rynku przewozów intermodalnych. W każdym przypadku nastąpi
znaczne ograniczenie (w granicach 50%)
ilości drogowych przewozów ciężarowych.
Niewykluczone, że w przypadku drugiego
wariantu, ze względu na wzmożony popyt,
zwiększyłyby się stawki za przewozy intermodalne. Nie ma też pewności, że wzrost
masy przewożonych ładunków przełoży się
bezpośrednio na zmniejszenie ilości tradycyjnych pojazdów drogowych, jak również
spadek dokonywanych nimi przewozów
[18]. Rozważa się także połączenie zalet tego
rozwiązania transportu drogowego z transportem kolejowym, zwłaszcza w odniesieniu do przewozów intermodalnych.
Opracowanie pt. Dłuższe i/lub cięższe ciężarowe pojazdy drogowe – analiza prawdopodobnych skutków w przypadku zezwolenia na
ich eksploatację w Wielkiej Brytanii [9], stanowi ciekawy dokument dotyczący rynku brytyjskiego. Na uwagę zasługują najważniejsze
tezy raportu, który wskazuje na duże koszty
związane z przygotowaniem infrastruktury drogowej (w tym parkingi, większe łuki
na drogach i skrzyżowaniach dróg), a także
zwiększenie negatywnych skutków wypadków, powodowanych przez nowe sytuacje
na drogach, związane z eksploatacją dłuższych pojazdów. Autorzy przewidują, że
pociągi drogowe przejmą w przyszłości od
transportu kolejowego od 8 do 18% pracy
przewozowej. Jednocześnie należy liczyć się
ze zmniejszoną ilością pojedynczych pojazdów na drogach, obniżeniem kosztów przewozu nawet o 43%, a w przypadku transportu intermodalnego, zmniejszenie kosztów
paliwa odnoszonego na przewożoną jednostkę ładunkową od 8 do 28%.
Inne opracowanie pt. Długoterminowe
skutki klimatyczne wprowadzenia ciężarowych pociągów drogowych [10], koordynowane przez Fraunhofer-Institute Systems
and Innovation Research (ISI) w Karlsruhe
(Niemcy), dotyczy m.in. wpływu pociągów drogowych na przewozy ładunków
w dwóch korytarzach, tj. między północną
Europą (Holandią), a Polską oraz między Holandią, a Włochami. Stwierdzono w nim, że
w odniesieniu do korytarza z Polską, w ciągu najbliższych lat ciekawszą alternatywa
dla tego kierunku będą przewozy kolejowe.
Również problematyczny byłby przejazd
pociągów drogowych przez Alpy, gdzie
społeczności lokalne od wielu lat zabiegały
o przeniesienie przewozu ładunków z dróg
na kolej.
23
W dłuższym okresie czasu decydującą
rolę odegra jednak czynnik ekonomiczny.
Wprowadzenie pociągów drogowych spowoduje zmniejszenie od 20 do 30% kosztów
przewozów drogowych. Może z tym być
związana 20% obniżka cen usług. To z kolei
może spowodować 18% wzrost zapotrzebowania na przewozy [10]. Oszacowano
także, że w perspektywie 2020 roku pociągi drogowe będą w stanie przejąć od kolei
aż 50% przewozów kontenerów. Wskazano
także na wpływ wprowadzenia pociągów
drogowych na ograniczenie emisji gazów
cieplarnianych.
Równie interesujące informacje zawiera
opracowanie z 2012 roku pt. Potencjał i efekty ciężarowych pociągów drogowych w Niemczech [8]. W opracowaniu są przytaczane
informacje, wskazujące na spodziewane
oszczędności w zużyciu paliwa rzędu 17%
po wprowadzeniu pociągów drogowych
w Niemczech, z czym będzie związane ograniczenie emisji dwutlenku węgla o ok. 15%.
Wskazuje się także na oszczędności kosztów
w procesie logistycznym nawet o ¼ . Niemieckie Stowarzyszenie Przemysłu Motoryzacyjnego (VDA) dostrzega takie korzyści
zwłaszcza w odniesieniu do transportu intermodalnego. Interesujące jest twierdzenie,
że na dłuższą metę spadek emisji dwutlenku
węgla nie będzie duży, co wyniknie z niewątpliwego przejmowania przez pociągi
drogowe przewozów ładunków dotychczas
przewożonych koleją.
Należy zwrócić również uwagę na opracowanie pt. Wpływ wykorzystania zasad dotyczących masy i wymiarów ciężarowych pociągów drogowych, określonych w dyrektywie
96/53/WE [7], które wykonano na zlecenie
Komisji Europejskiej. W tym opracowaniu
dla poszczególnych członków Unii Europejskiej określono wpływ dopuszczenia do
użytkowania ciężarowych pociągów drogowych, na wielkość przewozów ładunków transportem drogowym i kolejowym.
W oparciu o model rozwoju transportu do
2020 roku (TRANS-TOOLS), w przypadku
Polski, po dopuszczeniu pociągów drogowych, obliczenia wskazały na niewielki, bo
zaledwie 2% spadek przewozów kolejowych
i taki sam wzrost przewozów drogowych
wyrażany w tkm. Jednocześnie przewiduje
się zmniejszenie ilości pojazdów ciężarowych na poddawanych analizie drogach, co
ma być główną przyczyną spadku kosztów
związanych z wypadkami w transporcie drogowym.
Na podstawie powyższych opracowań
można stwierdzić, że pozytywny wpływ
pociągów drogowych na transport można
zwiększyć za pomocą środków, które maksymalizują wydajność i minimalizują koszty
24
zewnętrzne. Dotyczy to m.in.:
• doskonalenia konstrukcji pojazdów drogowych w kierunku zmniejszania zużycia
paliwa (ograniczanie negatywnego wpływu na środowisko), a poprzez inteligentne
systemy wspomagające pracę kierowcy –
ograniczanie awarii i podniesienie bezpieczeństwa ,
• przestrzegania odpowiedniego wykorzystania ładowności i pojemności
pojazdów, przy jednoczesnym ograniczaniu do niezbędnego minimum
próżnych przejazdów; wskazane korzystanie z podwójnych operacji ładunkowych (po wyładunku ładunku,
w tym samym miejscu następuje załadunek innym ładunkiem),
• standaryzacji wymiarów pojazdów i jednostek ładunkowych,
• międzynarodowe działania związane
z przygotowaniem infrastruktury,
• ujednolicenie metod i zasad obliczania
kosztów zewnętrznych.
W opracowaniach dotyczących pociągów
drogowych [3, 5, 18, 19, 24] są przytaczane
informacje, które z racji swojej treści mogą
być zaliczone do zalet pociągów drogowych. Ważniejsze z nich to:
• znaczne zwiększenie, dochodzące do 50%
przestrzeni ładunkowej i masy przewożonych ładunków,
• obniżenie kosztów w wyniku eliminacji
o ponad 30% samochodów ciężarowych
i kierowców przy realizacji tej samej wielkości pracy przewozowej,
• obniżenie nawet do 15% zużycia paliwa
w przeliczeniu na tkm (standardowy pojazd spala średnio 33 litry paliwa/ 100 km,
natomiast pociąg drogowy – 42 litry paliwa/100 km; dla samych Niemiec w przypadku upowszechnienia się pociągów
drogowych przewiduje się zaoszczędzenie 2,2 mln ton paliwa oraz zmniejszenie
emisji CO2 o 7,0 mln ton [3]; takie wyniki
zostały odnotowane podczas eksploatacji
pociągów drogowych w Szwecji, gdzie
obecnie nawet kierowcy nie potrzebują
do ich prowadzenia specjalnych uprawnień,
• zmniejszenie emisji do atmosfery substancji szkodliwych o 33%, w tym emisji
np. związków azotu o 15% [3],
• zmniejszenie nacisków na oś do około 7,5
tony [3], co nie pozostanie bez znaczenia
dla nawierzchni dróg.
Ograniczenia w rozwoju systemu
Podstawowym ograniczeniem w rozpowszechnianiu pociągów drogowych jest
brak odpowiedniej infrastruktury, co głównie dotyczy starszych budowli inżynierskich.
Z jej dostosowaniem są związane wysokie
nakłady finansowe. W odniesieniu do wad
jakie niosą ze sobą rozwiązania pociągów
drogowych należy wymienić:
• problemy z manewrowaniem i widocznością podczas skręcania,
• dłuższą drogę potrzebną do wyprzedzania pociągu drogowego przez innych
uczestników ruchu oraz dłuższą drogę
podczas hamowania,
• wymaganą większą powierzchnię miejsc
do parkowania, jak również więcej miejsca
do zawracania,
• pogorszenie widoczności dla innych użytkowników dróg,
• problemy na skrzyżowaniach dróg,
• pomimo mniejszych obciążeń osiowych
(większa liczba kół), większe obciążenia
budowli inżynierskich (mosty, wiadukty,
estakady).
Warto zauważyć, że wprowadzanie w Europie na szerszą skalę pociągów drogowych
spotkało się z protestami wielu organizacji
(223 organizacje z 24 państw), które włączyły się w kampanię „No MegaTrucks”. Według
przeprowadzonych w kilku krajach badań
opinii publicznej, obywatele opowiadają
się zdecydowanie przeciwko pociągom
drogowym: we Francji 81% społeczeństwa
nie chce zmian w przepisach o transporcie,
Belgii – 88%, Niemczech – 77%, Szwajcarii
– 80%, Wielkiej Brytanii – 75%, Polsce – 69%
[24]. Te wyniki pozwalają z nadzieją myśleć o powodzeniu prowadzonej kampanii.
W konsekwencji rządy tych krajów nie zezwalają jak dotąd na poruszanie się pociągów drogowych na swoim terenie.
W Polsce negatywnie o wprowadzeniu
do eksploatacji pociągów drogowych wypowiada się Instytut Spraw Obywatelskich
[29]. Warto jednak w tym miejscu przytoczyć ważne stwierdzenie, w którym zauważa się jednak, że w sytuacji, kiedy pociągi
drogowe byłyby dopuszczane w kolejnych
krajach graniczących z Polską, ale zakazane
w Polsce, byłoby to niekorzystne dla polskiej
gospodarki i omijania naszego kraju przez
część tranzytu. Na przykład, pojawiłby się
dodatkowy motyw realizowania dostaw
morskich dla odbiorców w Czechach przez
porty w Niemczech, a nie w Polsce [29].
Podsumowanie
Systematyczne wprowadzanie w Europie
cięższych i większych pojazdów drogowych
wydaje się przesadzone. Wskazuje na to polska ekspertyza wykonana na zamówienie
MTBiGM w 2012 roku przez specjalistów
z Uniwersytetu Szczecińskiego. Aktualnie
opinie na temat pozytywnych czy negatywnych skutków powszechnego dopuszczenia
do eksploatacji pociągów drogowych są podzielone.
5 /2014
Wśród zwolenników tego rozwiązania dominuje eksponowanie szeregu korzyści, do
których zalicza się m.in.:
• wpływ na zmniejszenie ruchu pojazdów
ciężarowych, a w efekcie zmniejszenie zatłoczenia na drogach,
• mniejsza emisja zanieczyszczeń do atmosfery (np. zmniejszenie emisji CO2 o 11%
w przypadku przewozów ładunków ciężkich i o 22% w przypadku przewozów ładunków lekkich, a przestrzennych)[10],
• zmniejszenie kosztów przewozu średnio
o 25% [10].
Sceptycy, a nawet wrogowie tego rozwiązania wskazują na szereg negatywnych
czynników takich jak:
• zagrożeń na drogach,
• znacznie poważniejsze skutki wypadków
z udziałem ciężarowych pociągów drogowych,
• wysokie nakłady na poprawę parametrów
technicznych infrastruktury drogowej,
• duże koszty naprawy infrastruktury drogowej niszczonej przez ciężarowe pociągi
drogowe,
• niższe koszty transportu prowadzące do
rozwoju tej formy transportu co utrudni
jego zrównoważony rozwój.
Jednocześnie podkreśla się, że nie będzie
możliwe wprowadzenie takich samych zasad eksploatowania ciężarowych pociągów
drogowych we wszystkich państwach europejskich. Stąd też dotychczasowe doświadczenia zdobyte w jednych państwach, nie
powinny być bezkrytycznie przyjmowane
w drugich.
W Polsce, gdzie dotychczas nie wykonano kompleksowych badań dotyczących roli
pociągów drogowych w przewozach towarów, nie ma podstaw, aby twierdzić, że ten
rodzaj transportu przyniesie więcej szkody
niż korzyści. Konieczne są w tym względzie
rzetelne i bezstronne badania, zrealizowane z punktu widzenia gospodarki państwa.
W przypadku dalszego rozwoju systemu
w kolejnych państwach europejskich, proces ten będzie nieuchronny także dla Polski.
Stąd też już obecnie powinna być stopniowo dostosowywana do większych obciążeń
infrastruktura drogowa i przygotowywane
prawodawstwo.
Dotychczasowe doświadczenia krajów
europejskich, w których są eksploatowane
pociągi drogowe, nie dostarczają dowodów na przyjęcie przez te pojazdy znacznej
części rynku kolejowych przewozów intermodalnych. Trzeba podkreślić, że w Polsce
transport kolejowy jest opłacalny dla klientów, którzy deklarują odpowiednia masę
ładunkową, która ma być przewożona regularnie, na podstawie podpisanych długoterminowych umów [19]. Tendencja ta została
5 /2014
jeszcze bardziej wzmocniona po obecnym
obniżeniu stawek dostępu do torów. Stąd
też ciężarowe pociągi drogowe mogą stanowić zainteresowanie dla tych klientów, dla
których przewozy kolejowe są drogie i nie
spełniają sztywnych reżimów dostarczenia ładunków w ściele określonym miejscu
i czasie. Eksperci wskazują, że dopuszczenie
w Polsce ciężarowych pociągów drogowych
będzie możliwe do 2025 roku [19].
Utrzymanie w przyszłości dotychczasowych proporcji wielkości przewozów realizowanych przez transport drogowy i kolejowy będzie wymagało od kolei inwestowania
w nowe technologie. Niewątpliwie do takich
należy zaliczyć zwiększenie masy pociągów
i ich kursowanie po wydzielonych liniach
kolejowych (np. linia kolejowa Betuweraute
z Rotterdamu do Niemiec), a dla ruchu międzynarodowego powszechne stosowanie
rozwiązań wagonów z przesuwnymi kołami,
co wyeliminuje przeładunki ładunków na
stykach kolei o różnych prześwitach torów.
Rozwój tej formy przewozów został jak dotąd zaprzepaszczony.
Przeciwwagą dla pociągów drogowych
mogą być w przyszłości modułowe systemy
pociągów towarowych. Prowadzone w tym
zakresie badania i próbne eksploatacje rozwiązań zakładają przejęcie przez koleje części przewozów z transportu samochodowego, prowadzące do odzyskania utraconych
segmentów rynku. Badania z tego zakresu
są prowadzone m.in. w Holandii, Szwajcarii,
we Francji i w Niemczech.
Warto zaznaczyć, że do 2020 roku łączna
długość dróg o najwyższym standardzie
osiągnie długość 7300 km (2000 km autostrad i 5300 km dróg ekspresowych) [15].
Jest to potencjalna sieć do uruchamiania
ciężarowych pociągów drogowych. Biorąc
pod uwagę znacznie większą operatywność
operatorów transportu drogowego niż kolejowego oraz większą dostępność dla klientów, zapewne część przewozów kolejowych
w Polsce przejmą ciężarowe pociągi drogowe. Stąd też konieczne są stosowne badania
rynku, analizy i prognozy, uwzględniające
funkcjonowanie w Polsce pociągów drogowych, których wyniki powinny być uwzględnione w kolejnych nowelizacjach Master Planu 2030 dla polskiego kolejnictwa.
Informacje o ciężarowych pociągach drogowych warto pogłębić korzystając z następujących stron internetowych:
• http://www.modularsystem.eu – strona
dotycząca ciężarowych pociągów drogowych.
• http://www.nomegatrucks.eu/the-facts/strona przeciwników ciężarowych pociągów drogowych,
• http://www.youtube.com/watch?v=
Gb5OOU_8GNI – film przedstawiający holenderski ciężarowy pociąg drogowy (100
ton) do prób eksploatacyjnych. 
Materiały źródłowe
[1] Akerman I., Jonsson R.: European Modular System for road freight transport
–experiences and possibilities. Rapport
2007:2E. Sztokholm 2007.
[2] Biała Księga 2013. Kolej na działania –
mapa problemów polskiego Kolejnictwa. RBF. Warszawa-Kraków 2013.
[3] Brach J.: Nowe technologie w drogowym transporcie dalekodystansowym i ich wpływ na konkurencyjność
łańcuchów dostaw. Artykuł dostępny
na stronie: http://yadda.icm.edu.pl/
bazhum/element/bwmeta1.element.
dl-catalog-97f0f619-4a8b-4c3f-a82c
-d734589d8cc4/c/Zeszyty_Naukowe_
Kolegium_Gospoda-r2011-t31-s42-62.
pdf (11.09.2013).
[4] Burniewicz J.: Nowoczesna wizja transportu i jej potencjalny wpływ na zagospodarowanie przestrzenne. Referat na
konferencji „Koncepcja zagospodarowania kraju a wizje i perspektywy rozwoju przestrzennego Europy”. Jachranka, 25-26 września 2008.
[5] Christidis P., Leduc G.: Longer and Heavier Vehicles for freihgt transport, Joint
Research Centre (JRC), European Communities, 2009.
[6] Dyrektywa Rady 96/53/WE z dnia 25 lipca 1996r. ustanawiająca dla niektórych
pojazdów drogowych poruszających
się na terytorium Wspólnoty maksymalne dopuszczalne wymiary w ruchu
krajowym i międzynarodowym oraz
maksymalne dopuszczalne obciążenia
w ruchu międzynarodowym, Dziennik
Urzędowy Wspólnot Europejskich L
235/59.
[7] FINAL REPORT. Effects of adapting
the rules on weights and dimensions
of heavy commercial vehicles as established within Directive 96/53/EC.
TREN/G3/318/2007. European Commission, Directorate-General Energy and
Transport, Unit Logistics, Innovation &
Co-modality. Brussels 2008.
[8] Geller K., Evangelinos Ch., Hesse C.,
Püscher R., Obermeyer A.: Potentiale und Wirkungen des EuroCombi in
Deutschland. Technische Universität
Dresden. 2012. Dokument dostępny na stronie: http://tu-dresden.de/
die_tu_dresden/fakultaeten/vkw/
iwv/diskuss/2012_1_diskbtrg_iwv.pdf
(17.09.2013)
[9] Longer and/or Longer and Heavier
25
Goods Vehicles (LHVs) – a Study of the
Likely Effects if Permitted in the UK: Final Report. Prepared for Department of
Transport TRL Limited, 2008. Dokument
dostępny na stronie: http://www.nomegatrucks.eu/deu/service/download/
trl-study.pdf (19.09.2013)
[10]Long-Term Climate Impacts of the Introduction of Mega-Trucks. Study for
the Community of European Railway
and Infrastructure Companies (CER).
Karlsruhe 2009. Dokument dostępny na
stronie: http://www.nomegatrucks.eu/
deu/service/download/fraunhofer-studie.pdf (19.09.2013)
[11]Longer and Heavier Vehicles in the
Netherlands. Facts, figures and experiences in the period 1995-2010, Ministry of Transport, 2010.
[12]Longer and Heavier Vehicles in the
Netherlands. Facts, figures and experiences in the period 1995-2010.
March 2010; Interview with the National Vehicle Authority (RDW), November 2009.
[13]Menes M.: Współczesne kierunki rozwoju techniki samochodowej. Artykuł dostępny na stronie:
http://www.google.pl/url?sa=t&rct=j&q=&esrc=s&frm=1&source=web&cd=4&ved=0CEsQFjAD&url=http%3A%2F%2Fwww.its.waw.pl%2
Ftransportsamochodowy%2Fupload.
php%3Fid%3D485%26key%
3D8f26331dd42d4fd2cc39d0ea65e329fb&ei= mos6Ur_9Csqg0wWv-
54CADA&usg=AFQjCNGWE8OcEjKf5U_2l84wXruqCS-ZSw (19.09.2013).
[14]Polish boost for Kögel’s Big-MAXX,
World Cargo News Nr. 7/2009.
[15]Strategia rozwoju transportu do 2020
roku (z perspektywa do 2030 roku). Ministerstwo Transportu, Budownictwa
i Gospodarki Morskiej. Warszawa 2013.
[16]Transport &Mobility Leuven (TML), Effects of adapting the rules on weights
and dimensions of heavy commercial
vehicles as established within Directive
96/53/EC Report for DG TREN 2008.
[17]Wiśnicki B., Galor W.: Uwarunkowania
przewozu ładunków pojazdami niestandardowymi w Europie. Logitrans
– Vii konferencja naukowo-techniczna. Referat dostępny na stronie: http://
wielkigabaryt.am.szczecin.pl/artykuly/5.
Wisnicki_Galor.pdf (24.09.2013).
[18]Wojcieszek A.: Europejska koncepcja mega - ciężarówek: Kolos postrachem dróg. http://www.log24.pl/
artykuly/europejska-koncepcja-mega- ciezarowek-kolos-postrachem
-drog,3225 (05.04.2013).
[19]Załoga E. i in.: Ekspertyza: Wpływ planowanej przez Komisję Europejską zmiany Dyrektywy Rady 96/53/WE z dnia
25 lipca 1996 roku ustanawiająca dla
niektórych pojazdów drogowych poruszających się na terytorium Wspólnoty
maksymalne dopuszczalne wymiary
w ruchu krajowym i międzynarodowym
oraz maksymalne dopuszczalne obciążenia w ruchu międzynarodowym na
sektor transportu w Polsce. Uniwersytet
Szczeciński. Szczecin 2012. (10.09.2013).
Wykorzystane strony internetowe
[20]http://www.strychalski.eu/warto_wiedziec,biblioteka_kierowcy_zawodowego,porady_praktyka,polska.html
(11.09.2013).
[21]http://www.strychalski.eu/warto_wiedziec,biblioteka_kierowcy_zawodowego,porady_praktyka,dopuszczalne_wymiary_i_masy_pojazdow.html
(11.09.2013).
[22]http://pok az ywark a.pl/roadtrain/
(10.09.2013).
[23]http://gadzetomania.pl/2012/05/29/
p o c i a g - d ro g o w y - s a r t re - p o my s l nie-zaliczyl-testy-w-ruchu-ulicznym
(10.09.2013).
[24]http://www.tirynatory.pl/2011/07/27/
uwaga-megaciezarowki/ (01.08.2013).
[25]http://imageshack.us/photo/my-images/94/rt10ua.jpg/ (26.09.2013)
[26]http://www.mnt.ee/failid/ylekaaluliste_veoste_v6imalike_marsruutide_kaardistamine_MA_2010.pdf (17.09.2013).
[27]http://www.mnt.ee/public/Riigi_mnt_
tugevdamise_maksumuse_hindamine_52t_MA_LOPLIK.pdf (17.09.2013).
[28]http://www.flota.v10.pl/galeria/krone,euro,combi,05,artykul,82515,0,jpg.
html (23.09.2013).
[29]http://www.tirynatory.pl/wp-content/
uploads/2012/09/TnT_European_Modular_System.pdf (26.09.2013)
Z
apraszamy Czytelników do podzielenia się opiniami na temat planów transportowych (w tym
przesyłanie komentarzy i uwag do artykułów opublikowanych w numerze 4/2014). Postaramy
się opublikować każdy głos.
Krótsze wystąpienia (w formie listów) prosimy kierować na skrzynkę: [email protected]
Dłuższe analizy (w formie artykułów) należy przysyłać na: [email protected]
Redakcja PK
26
5 /2014
Ocena wpływu wybranego
wzmocnienia podłoża gruntowego na trwałość konstrukcji
nawierzchni drogowej z uwzględnieniem kryteriów deformacji
Piotr Mackiewicz
W artykule przeprowadzono analizy numeryczne z wykorzystaniem metody elementów skończonych w celu oceny wpływu wzmocnienia podłoża na
trwałość nawierzchni drogowej. Do obliczeń wybrano nawierzchnię miejsc postojowych przeznaczoną dla ruchu pojazdów ciężarowych. Obliczenia przeprowadzono dla materiału podłoża gruntowego o właściwościach sprężystych i sprężysto-plastycznych. Ocenę trwałości przeprowadzono wykorzystując
wybrane kryteria deformacji podłoża gruntowego. Stwierdzono istotny wpływ grubości wybranego wzmocnienia (stabilizacji) na trwałość nawierzchni
oraz znaczną różnorodność wyników w zależności od zastosowanego kryterium. Stwierdzono, że zastosowanie modelu nieliniowego dla zadanych parametrów podłoża może pozwolić precyzyjniej dobrać wielkość wzmocnienia dla wymaganej kategorii ruchu.
e p = k ⋅ (1 / N ) m
Dr inż.
Piotr Mackiewicz
Katedra Dróg i Lotnisk,
Politechnika Wrocławska
piotr.mackiewicz@pwr.
wroc.pl
Wprowadzenie
Intensywny rozwój teorii sprężystości dla
układów wielowarstwowych oraz szereg
kompleksowych badań przeprowadzonych
w latach siedemdziesiątych w USA i Europie
Zachodniej nad parametrami materiałowymi materiałów drogowych i podłoża, pozwolił na opracowanie mechanistycznych
metod projektowania nawierzchni. Niektóre
są stosowane do dziś. Na podstawie znanych
parametrów materiałowych metody pozwalają określać trwałość nawierzchni drogowych w zakładanym okresie eksploatacji. Do
obliczeń najczęściej wymagana jest znajomość stałych sprężystych materiału (moduł
sprężystości, współczynnik Poissona). Ocenę trwałości przeprowadza się z wykorzystaniem kryteriów. W niniejszym artykule
przeprowadzono ocenę trwałości wybranej
nawierzchni skupiając się na zmianie parametrów wzmacnianego podłoża gruntowego. W analizie przeprowadzono obliczenia
dla sprężystych oraz sprężysto-plastycznych
parametrów podłoża gruntowego. W ocenie
nośności zastosowano cztery kryteria deformacji strukturalnej podłoża gruntowego
(kolein strukturalnych) łączących zależność
pomiędzy liczbą obciążeń i pionowym odkształceniem podłoża gruntowego [1] (1):
5 /2014
(1)
gdzie:
ep – odkształcenie pionowe na powierzchni
podłoża gruntowego [-],
k, m – współczynniki eksperymentalne zależne od rodzaju kryterium (tab. 1.),
N – liczba dopuszczalnych obciążeń do wystąpienia krytycznej deformacji strukturalnej
w nawierzchni.
Model numeryczny konstrukcji nawierzchni
Analizie poddano wybraną konstrukcję
nawierzchni zalecaną w [3] przeznaczoną
dla miejsc postojowych pojazdów ciężarowych. Ten typ nawierzchni przeznaczony
jest dla niskich kategorii ruchu, ale niektórzy
projektanci wykorzystują ją także do znacznie obciążonych placów i dróg manewrowych bez wydzielania obszarów do parko-
Tabela 1. Wartości współczynników m i k stosowanych w analizowanych kryteriach deformacji
strukturalnej podłoża gruntowego.
k [-]
1.05e-02
2.16e-02
1.20e-02
1.80e-02
Kryterium
Instytutu Asfaltowego (Chevron)
Uniwersytetu w Nottingham i Mobil Design
Francuskie
Shell Pavement Design (niezawodność 95%)
m [-]
0.223
0.280
0.222
0.250
Tabela 2. Schemat analizowanej konstrukcji
Grubość [cm]
8
3
25
∞
Nazwa warstwy
Kostka betonowa
Podsypka cementowo-piaskowa
Podbudowa zasadnicza z kruszywa łamanego stabilizowanego mechanicznie
Podłoże G1
Tabela 3. Parametry konstrukcji dla wariantu pierwszego (podłoże sprężyste)
Grubość [cm]
8+3
25
10 – 30
200
Parametry materiałowe
E = 250 MPa, n = 0.3
E = 400 MPa, n = 0.3
E = 300 MPa, n = 0.3
E = 50 MPa, n = 0.35
E = 35 MPa, n = 0.35
E = 25 MPa, n = 0.35
Nazwa warstwy
Kostka betonowa z podsypką
Podbudowa zasadnicza z kruszywa łam. stab. mech.
Grunt stabilizowany cementem
Podłoże gruntowe G2
Tabela 4. Parametry konstrukcji dla wariantu drugiego (podłoże sprężysto-plastyczne)
Grubość [cm]
8+3
25
10 - 30
200
Parametry materiałowe
E = 250 MPa, n = 0.3
E = 400 MPa, n = 0.3
E = 300 MPa, n = 0.3
E = 50 MPa, n = 0.35, f = 30, c = 3 kPa
E = 35 MPa, n = 0.35, f = 19, c = 15 kPa
E = 25 MPa, n = 0.35, f = 15, c = 10 kPa
Nazwa warstwy
Kostka betonowa z podsypką
Podbudowa zasadnicza z kruszywa łam. stab. mech.
Grunt stabilizowany cementem
27
trwałość nawierzchni - osie obliczeniowe [-]
28
2 500 000
G2-m. spręż.
G3-m. spręż.
G4-m. spręż.
G2-m. spręż.-plast.
KR4
2 000 000
KR3
1 500 000
1 000 000
500 000
0
KR2
KR1
10
15
20
25
30
grubość warstwy stabilizacji [cm]
wania. Schemat analizowanej nawierzchni
przedstawiono w tab. 2.
W celu weryfikacji trwałości tej nawierzchni, opracowano model numeryczny konstrukcji. W obliczeniach analizowano zachowanie się konstrukcji na trzech typach
podłoża gruntowego: G2, G3, G4, wraz z wymaganym wzmocnieniem na podstawie [3]:
• dla G2 - 10 cm warstwy gruntu stabilizowanego cementem (1.5 MPa),
• dla G3 - 15 cm warstwy gruntu stabilizowanego cementem (2.5 MPa),
• dla G4 - 25 cm warstwy gruntu stabilizowanego cementem (2.5 MPa).
Dodatkowo w analizach oceniano wpływ
zmiany grubości warstwy gruntu stabilizowanego cementem (stabilizacji) na trwałości nawierzchni na podstawie wybranych
kryteriów deformacji strukturalnej podłoża
gruntowego. Uwzględniono następujące
grubości stabilizacji: 10, 15, 20, 25, 30 cm dla
wszystkich wybranych typów podłoża.
Do obliczeń wykorzystano metodę elementów skończonych. Model zbudowano
z wykorzystaniem objętościowych elementów trójwymiarowych, parametry materiałowe górnych warstw opisano materiałami
sprężystymi, natomiast podłoże opisano zarówno parametrami sprężystymi (pierwszy
wariant obliczeń) oraz sprężysto-plastycznymi (drugi wariant obliczeń). Obciążenie
przyjęto jako model koła o nacisku 0.7 MPa
odpowiadający obciążeniu osi 115 kN (57.5
kN na koło). W tab. 3 zestawiono analizowane parametry nawierzchni dla wariantu
pierwszego, w tab. 4 dla drugiego. Parametry materiałowe warstw przyjęto w fazie
eksploatacji na podstawie danych literaturowych [2, 3, 4, 5, 6, 7].
Na rys. 1 przedstawiono model obliczeniowy. Przyjęto następujące warunki brzegowe
modelu: „sztywne” zamocowanie dolne, zamocowanie boczne – możliwość przemieszczeń w kierunku pionowym. Obliczenia
3 000 000
2. Wpływ grubości warstwy stabilizacji na trwałość nawierzchni dla kryterium Instytutu Asfaltowego (Chevron)
3 500 000
3 000 000
2 500 000
G2-m. spręż.
G3-m. spręż.
G4-m. spręż.
KR4
2 000 000
KR3
1 500 000
1 000 000
500 000
0
KR2
KR1
10
15
20
25
30
3. Wpływ grubości warstwy stabilizacji na trwałość nawierzchni dla kryterium Uniwersytetu
w Nottingham
1. Model obliczeniowy analizowanej konstrukcji.
3 500 000
3 500 000
3 000 000
2 500 000
G2-m. spręż.
G3-m. spręż.
G4-m. spręż.
KR4
2 000 000
KR3
1 500 000
1 000 000
500 000
0
KR2
KR1
10
15
20
25
30
4. Wpływ grubości warstwy stabilizacji na trwałość nawierzchni dla kryterium Francuskiego
pozwoliły uzyskać rozkład odkształceń pionowych występujących w podłożu gruntowym (na spodzie warstwy stabilizacji).
Do opisu nieliniowych właściwości gruntu zastosowano model sprężysto-plastyczny
Drucker-Pragera. Poza modułem sprężystości, opisują go: kąt tarcia wewnętrznego
f i spójność c. Te dwa parametry służą do
określenia warunku plastyczności. Warunek
ten w przestrzeni naprężeń głównych ma
kształt stożka obrotowego o osi pokrywającej się z osią naprężenia izotropowego. Powierzchnię plastyczności opisuje zależność
[8] (2):
5 /2014
3 500 000
3 000 000
2 500 000
G2-m. spręż.
G3-m. spręż.
G4-m. spręż.
KR4
F = a ⋅ I1 + J 2 − b KR3
gdzie:
I1 – pierwszy niezmiennik tensora naprężenia,
J2 – drugi niezmiennik dewiatora naprężenia,
a, b – współczynniki zależne od parametrów
materiałowych,
2 000 000
1 500 000
a=
1 000 000
500 000
0
KR2
KR1
10
15
20
25
30
odkształcenia pionowe w podłożu [-]
5. Wpływ grubości warstwy stabilizacji na trwałość nawierzchni dla kryterium Shell’a
1.20E-03
1.10E-03
1.00E-03
9.00E-04
8.00E-04
7.00E-04
6.00E-04
5.00E-04
4.00E-04
3.00E-04
2.00E-04
1.00E-04
0.00E+00
odkszt. plast.
odkszt. spręż.
10
15
20
25
30
6. Wpływ grubości warstwy stabilizacji na wartości odkształceń dla podłoża G2
1.20E-03
1.10E-03
1.00E-03
9.00E-04
8.00E-04
7.00E-04
6.00E-04
5.00E-04
4.00E-04
3.00E-04
2.00E-04
1.00E-04
0.00E+00
odkszt. plast.
odkszt. spręż.
10
15
20
25
30
5 /2014
2 ⋅ sin φ
3 ⋅ (3 − sin φ )
6 ⋅ c ⋅ cos φ
b=
3 ⋅ (3 − sin φ ) .
(2)
,
Analiza wyników obliczeń i trwałości nawierzchni
Przeprowadzono obliczenia dla trzech
typów podłoża gruntowego ze zmienną
grubością wzmocnienia oraz dla dwóch
przypadków charakterystyki materiałowej
podłoża (sprężysty i sprężysto-plastyczny). Na podstawie obliczonych wartości
odkształceń pionowych w podłożu oraz
wybranych kryteriów określono trwałości
analizowanych konstrukcji. Na rys. 2, 3, 4, 5
pokazano zależności zmiany trwałości nawierzchni od grubości warstwy stabilizacji
i typu wzmacnianego podłoża. Dodatkowo
naniesiono kategorie ruchu odpowiadające
danej liczbie osi obliczeniowych [3].
Z obliczeń wynika, że różne kryteria różnie klasyfikują analizowane konstrukcje pod
względem trwałości. Największe zróżnicowanie wykazuje kryterium Francuskie oraz
Shella. W zależności od rodzaju wielkości
wzmocnienia i rodzaju podłoża, konstrukcje
klasyfikują się od KR1 do KR4. W pozostałych
dwóch kryteriach większość konstrukcji
znajduje się w przedziale do KR2. Jedynie
przy wzmocnieniach 25 cm – dochodzi do
KR3. Warto zauważyć, że mimo iż różnice
w trwałościach dla różnych modeli podłoża (sprężyste i sprężysto-plastyczne) sięgają kilkunastu procent, to różnice pomiędzy
modelami dla tych samych konstrukcji pod
względem kategorii ruchu nie są znaczne.
Natomiast wpływ grubości stabilizacji dla
danego typu podłoża jest istotny. Zwiększenie grubości nawet o 5 cm pozwala sklasyfikować konstrukcję o jedną kategorię ruchu
wyżej. Najmniejsze różnice w tej interpretacji wykazuje ocena wg kryterium Instytutu
Asfaltowego i Uniwersytetu w Nottingham.
Zmiana dopiero o 10 cm może powodować zmianę o jedną kategorię ruchu. Nie
są to zmiany liniowe względem grubości
wzmocnienia.
Warto jeszcze przyjrzeć się wartościom
odkształceń. Na rys. 6, 7, 8 pokazano wartości obliczonych odkształceń dla modelu
podłoża sprężysto-plastycznego w zależ-
29
1.20E-03
1.10E-03
1.00E-03
9.00E-04
8.00E-04
7.00E-04
6.00E-04
5.00E-04
4.00E-04
3.00E-04
2.00E-04
1.00E-04
0.00E+00
odkszt. plast.
odkszt. spręż.
10
15
20
25
30
W artykule poddano analizie tylko ocenę
na podstawie odkształceń strukturalnych
w podłożu, należy pamiętać, że o nośności
całej konstrukcji mogą w niektórych przypadkach decydować inne parametry. Zaleca się,
aby przy trudniejszych i zróżnicowanych warunkach gruntowych na głębokości (zmienny stopień zagęszczenia, stopień plastyczności, wilgotność itd.) warto w szczegółowych
analizach uwzględniać charakter nieliniowy
podłoża stosując model sprężysto-plastyczny, który uwzględnia dodatkowe parametry
gruntu. Kumulacja obciążeń powtarzalnych
z uwzględnieniem trwałych odkształceń plastycznych może stanowić dalszy etap prac
badawczych w analizie powstawania deformacji strukturalnych podłoża. 
ności od grubości wzmocnienia stabilizacją oraz typu podłoża. Można zauważyć, że
przebieg ich nie jest liniowy w zależności od
grubości stabilizacji. Zdecydowanie większe
wartości odkształceń występują dla podłoża
G4 (szczególnie dla małych grubości stabilizacji). Obserwuje się udział odkształceń plastycznych dla podłoża G4 o wartości 13%
- przy grubości stabilizacji 10 cm.
Na rys. 9, 10, 11 pokazano rozkład odkształceń pionowych dla typowych grubości wzmocnienia stabilizacją [3] G2 - 10 cm
1.5 MPa, G3 - 15 cm 2.5 MPa, G4 - 25 cm 2.5
MPa. Można stwierdzić, że proponowane
typowe grubości wzmocnienia stabilizacją G2 - 10 cm i G3 - 15 cm są optymalne
dla kategorii ruchu KR1. Dla wzmocnienia
G4 - 25 cm, uzyskuje się już kategorię KR2
(dla wszystkich analizowanych kryteriów) –
rys. 2 - 5. W przypadku potrzeby uzyskania
wyższych kategorii ruchu dla wybranych
konstrukcji, należy zastosować grubsze
wartości wzmocnienia lub zastosować inny
schemat konstrukcji np. z podbudową pomocniczą.
Podsumowanie
Zaprezentowana analiza numeryczna pozwoliła dokonać oceny wpływu grubości
stabilizacji na trwałość nawierzchni i zaklasyfikować obliczane nawierzchnie do kategorii ruchu. Przeprowadzone obliczenia
wskazują, że kryteria mogą być rozbieżne
pod względem wartości osi obliczeniowych
odzwierciedlających trwałość nawierzchni.
Proponowane wzmocnienia wg [3] klasyfikują analizowaną konstrukcję do kategorii
KR1 (wzmacniane G2 – 10 cm i G3 – 15 cm)
oraz do KR2 w przypadku wzmacniana G4 –
25 cm stabilizacji.
Zauważono, że zwiększenie grubości
warstwy wzmacniającej podłoże o 5 cm
pozwala sklasyfikować konstrukcję o jedną
kategorię ruchu wyżej – dotyczy to kryterium Francuskiego i Shell’a. Najmniejsze
różnice uzyskuje się wg kryterium Instytutu
Asfaltowego i Uniwersytetu w Nottingham.
Zarówno model sprężysty podłoża jaki sprężysto-plastyczny podobnie klasyfikuje analizowane konstrukcje pod względem kategorii ruchu.
Materiały źródłowe
[1] Bejarano, M.O. Subgrade Soil Evaluation
for the Design of Airport Flexible Pavements, University of Illinois at UrbanaChampaign, 1999.
[2] Craig R. F.: Soil mechanics. Sixth edition,
Spon press, Taylor&Francis Group, London and New York, 1997
[3] Dz.U. nr 43 poz. 430. Rozporządzenie
Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać drogi
publiczne i ich usytuowanie, 1999
[4] Kasahara, A., Matsuno S. Estimation of
Apparent Elastic Modulus of Concrete
Block Layer. Proc. 3rd Int. Conf. On CBP.
Tokyo, 1988
[5] Katalog typowych konstrukcji nawierzchni podatnych i półsztywnych, GDDKiA,
Warszawa, 2012 (wersja 11.03.2013)
[6] The Asphalt Institute. Thickness design
–Aasphalt Pavements for Highways and
Streets, MS-1, 1981
[7] Wiłun Z. Zarys geotechniki. WKŁ, 2013
[8] Zienkiewicz O. C. and Taylor R. L. Finite Element Method: Volume 2, Fifth
Edition, 2000
9. Rozkład odkształceń w nawierzchni dla
wzmocnienia stabilizacją 10 cm dla podłoża G2
30
5 /2014
Analiza zapasów stateczności
nasypów komunikacyjnych
Andrzej Batog, Elżbieta Stilger-Szydło
Zagadnienie stateczności skarp i zboczy jest jednym z ważniejszych problemów budownictwa drogowego. Autorzy w niniejszym artykule zawarli dyskusję
sposobów przeprowadzania oceny stateczności skarp nasypów drogowych oraz interpretacji uzyskanych wyników uwzględniając procedury wprowadzone przez Eurokod 7.
dr inż.
Andrzej Batog
Politechnika Wrocławska
Instytut Geotechniki
i Hydrotechniki
andrzej.batog@pwr.
wroc.pl
Prof. dr hab. inż.
Elżbieta Stilger-Szydło,
prof. zw. PWr.
Instytut Geotechniki
i Hydrotechniki Politechniki
Wrocławskiej
elzbieta.stilger-szydlo@
pwr.wroc.pl
1. Wstęp
Zagadnienie stateczności skarp i zboczy jest
jednym z ważniejszych problemów budownictwa drogowego. Mamy z nim do czynienia
zarówno podczas projektowania nowych konstrukcji jezdni drogowych i autostradowych
(posadowionych bardzo często w złożonych
i skomplikowanych warunkach geologiczno
-inżynierskich), jak również przy ocenie stanu
technicznego istniejących modernizowanych
obiektów drogowych. Jest także nieodzowne
przy ocenach przyczyn występowania wielu zniszczeń i osuwisk skarp drogowych oraz
przy ich zabezpieczeniach. Dążąc do optymalnego projektowania oraz przewidywania
zachowania się skarp i zboczy wykorzystuje
się wiele propozycji metod obliczeniowych
ich oceny stateczności.
W grupie teoretycznych metod wymiarowania zboczy opartych na teorii plastyczności
dominują metody granicznego stanu naprężenia, oraz inżynierskie metody równowagi
granicznej. Teoria stanów granicznych w ujęciu statycznym umożliwia określenie związków między kształtem skarpy, granicznym
obciążeniem naziomu i stanem naprężenia
w całym masywie. Metoda kinematyczna po-
5 /2014
lega na poszukiwaniu dozwolonych pól prędkości odkształcenia, odpowiadających różnym
mechanizmom płynięcia [10].
Metody równowagi granicznej zaliczane są
do fundamentalnych metod analizy stateczności skarp i zboczy, stosowanych w praktyce inżynierskiej. Zakłada się w nich występowanie stanu granicznego na pewnych
powierzchniach zlokalizowanego poślizgu.
Przyjmując pewien mechanizm odkształcenia lub zniszczenia wzdłuż powierzchni poślizgu, analizuje się układ sił związany z tym
mechanizmem. Współczesny rozwój metod
numerycznych (metody różnic skończonych
MRS, elementów brzegowych MEB, a przede
wszystkim metody elementów skończonych
MES) oraz modeli konstytutywnych gruntu,
stawia analizy obliczeniowe na czele narzędzi
badawczych, stosowanych do rozwiązywania wielu zagadnień brzegowych geotechniki, w tym stateczności skarp i zboczy.
Pomimo wielu badań nie ma kompletnej,
ogólnej teorii, którą można by w pełni zastosować do oceny stateczności skarp oraz
istniejących zboczy. Brakuje przepisów normowych i wytycznych dotyczących projektowania i wykonywania zabezpieczeń budowli ziemnych posadowionych na gruntach
słabonośnych, terenach osuwiskowych, czy
podłożu górniczym. Nie rozwiązały tych zagadnień wytyczne, Rozporządzenia [17], [18],
czy Eurokody [14], [16]. Duża liczba trudnych
do ustalenia niewiadomych sprawia, że brakuje pewności zachowania stateczności drogowych budowli ziemnych.
Wśród stosowanych do niedawna w praktyce inżynierskiej zasad sprawdzania stateczności drogowych budowli ziemnych, należy
wymienić:
• przyjmowanie zachodzenia określonego
prawdopodobieństwa wystąpienia osuwiska, jako: bardzo mało prawdopodobne (F >
1,5), mało prawdopodobne (1,3 < F < 1,5),
prawdopodobne (1,0 < F < 1,3) oraz bardzo
prawdopodobne (F < 1,0) – [13], [19];
• postanowienia polskiej normy PN/B03010:1983 [20], zawierające jedynie zalecenia odnoszące się do sprawdzenia
stateczności ogólnej ściany oporowej lub
uskoku naziomu (potencjalnego osuwiska)
– przy uwzględnianych wartościach charakterystycznych obciążeń i parametrów
geotechnicznych wartości współczynnika
korekcyjnego m (będącego odwrotnością
współczynnika bezpieczeństwa F), wynoszą:
m = 0,90 ÷ 0,85; F = 1,11 ÷ 1,18 przy uskoku
naziomu z górnym poziomem nieobciążonym, w rejonie niezabudowanym; m = 0,85
÷ 0,80; F = 1,18 ÷ 1,25 przy zboczu nieobciążonym, w rejonie niezabudowanym; m
= 0,80 ÷ 0,75; F = 1,25 ÷ 1,33 przy uskoku
naziomu z górnym poziomem obciążonym
lub zbocza w sąsiedztwie zabudowy; m =
0,75 ÷ 0,70; F = 1,33 ÷ 1,43 przy zboczu zabudowanym lub uskoku naziomu obciążonego drogą/linią kolejową w bezpośrednim
sąsiedztwie zabudowy;
• postanowienia Rozporządzeń Ministra
Transportu i Gospodarki Morskiej [17], [18],
wymagające zachowania współczynnika stateczności F nie mniejszego niż 1,5
(z przyjęciem obliczeniowych wartości obciążeń oraz parametrów geotechnicznych)
• oraz podana w Eurkodzie 7 [14] wymagana
wartość współczynnika stateczności F nie
mniejszego niż 1,0 określona dla obliczeniowych wartości parametrów geotechnicznych gruntów oraz obciążeń, wyznaczonych z uwzględnieniem współczynników
częściowych (od roku 2011 rekomendowane jest podejście obliczeniowe 3).
Stosowany w Polsce od 2008/2009 r. Eurokod
7 [14] wprowadził nowe podejścia obliczeniowe dla analizy problemów geotechnicznych,
w tym do analizy stateczności skarp. Do chwili
wprowadzenia w 2011 r. Załącznika Krajowego
[16], rekomendującego stosowanie podejścia
obliczeniowego 3 (DA3) w przypadku oceny
stateczności ogólnej, Eurokod 7 nie zawierał kryteriów doboru podejść obliczeniowych, do analizy stateczności można było niemal dowolnie
zastosować jedno z czterech podejść obliczeniowych, różniących się sposobem przyjmowania wartości poszczególnych współczynników
częściowych. Autorzy w publikacjach [1], [2]
wskazywali na konsekwencje wyboru poszcze-
31
Tabela 1. Wartości współczynników częściowych zalecanych do stosowania
w analizie stateczności skarp
Współczynniki
częściowe
A
M
R
gG
g Gfav
gQ
g tan ϕ '
g c'
gg
g R;e
kombinacja 1
(DA1-1)
1,35
1
Podejścia obliczeniowe
kombinacja 2
(DA1-2)
1,0
2
(DA2)
3
(DA3)
1,35
1,0*
1,0
1,0
1,0
1,0
1,5
1,3
1,5
1,3*
1,0
1,25
1,0
1,25
1,0
1,25
1,0
1,25
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,1
1,0
*)oddziaływania te traktuje się jako oddziaływania geotechniczne
Analiza stateczności prowadząca do wyznaczenia minimalnej wartości wskaźnika
stateczności Fmin powinna uwzględniać
wartości obliczeniowe parametrów geotechnicznych, oddziaływań i oporów, uzyskiwanych poprzez zastosowanie współczynników częściowych. Przy takim podejściu
minimalny wskaźnik stateczności Fmin powinien być nie mniejszy od jedności. Warunek
(1) implikuje diametralnie odmienne (od tradycyjnie stosowanego) podejście do oceny
stateczności, w którym obliczenia wykonywano z uwzględnieniem charakterystycznych wartości oddziaływań i reakcji gruntu,
a wymagany zapas stateczności osiągano
poprzez przyjmowanie odpowiednio wysokiej wartości dopuszczalnej Fdop. Wartość ta,
według rozporządzeń „drogowych” [17, 18],
w przypadku skarp nasypów o wysokości
powyżej 6 m wynosi Fdop = 1,50
gólnych podejść obliczeniowych, które zna- g tan ϕ ' i g c ' .
cząco wpływały na wartość współczynnika
Jak wskazują przedstawione w dalszej
stateczności a w konsekwencji na bezpie- części artykułu wyniki przeprowadzonych
czeństwo eksploatacji nasypu drogowego.
ocen stateczności wybór podejścia 3 w wieZamierzeniem Autorów jest przeprowa- lu przypadkach obliczeniowych może być
1,0
1,25
1,0
1,25
 c ' dokodzenie dyskusji na temat sposobów
dyskusyjne, w szczególności w warunkach
nywania ocen stateczności skarp nasypów słabego rozpoznania warunków podło- 3. Dyskusja ocen stateczności skarp na1,0
1,0
1,0
1,0
  sta- ża gruntowego.
drogowych, otrzymywanych zapasów
Jednym z argumentów sypów komunikacyjnych
teczności oraz interpretacji uzyskanych wy- za wprowadzeniem tego podejścia była
Do dyskusji dotyczącej doboru sposobu
1,0
1,0
1,1
1,0
 R;posadoR
ników w konkretnych przypadkach
e
łatwość zastosowania do obliczeń nume- przeprowadzania oceny stateczności skarp
wień nasypów komunikacyjnych w aspekcie rycznych, w szczególności w metodzie nasypów drogowych oraz interpretacji uzyprocedur wprowadzonych przez Eurokod elementów skończonych z uwagi na brak skanego zapasu stateczności przeprowa*
7. Przedstawiono
spostrzeżenia
oparte
na oddziaływania
konieczności geotechniczne
stosowania różnych współ- dzonych na podstawie zaleceń Eurokodu 7
/ oddziaływania
te traktuje
się jako
wynikach ocen stateczności skarp przepro- czynników częściowych dla oddziaływań wykorzystano wyniki obliczeń w kilkudziewadzonych w kilkudziesięciu przekrojach utrzymujących i destabilizujących, co wy- sięciu przekrojach nasypu modernizowanej
nasypu drogowego modernizowanej Drogi stępuje w podejściu 1 kombinacja 1 (DA1-1) Drogi Ekspresowej S-8 (na odcinku WroProjektowanie zgodnie z Eurokodem 7 wymaga wykazania,cław-Syców),
że obliczeniowe
skutki
Ekspresowej S-8 (na odcinku Wrocław-Sy- oraz w podejściu 2 (DA2).
charakteryzującego się dużą
ców), charakteryzujących
dużą zmiennoProjektowanie zgodnie z Eurokodem 7 zmiennością warunków posadowienia. Uzyoddziaływań Esię
d są nie większe, niż odpowiadający im obliczeniowy opór Rd :
ścią warunków posadowienia.
wymaga wykazania, że obliczeniowe skutki skane oceny odniesiono do wymagań dotyoddziaływań Ed są nie większe, niż odpowia- czących stateczności skarp stawianych przez
2. Stateczność skarp nasypów drogo- dający im obliczeniowy opór Rd:
przepisy krajowe [17, 18].
wych w ujęciu Eurokodu 7
W latach 2009-2011, w ramach moderniR
(1)
(1)Polski infraRd  Ed lub d  1
Wytyczne Eurokodu 7 [14] dotyczące anazacji i rozbudowy na obszarze
Ed
lizy stateczności skarp zostały omówione
struktury transportu lądowego, zmoderniszczegółowo we wcześniejszej pracy Autorów [1]. Do analizy stateczności można było
początkowo
zastosować
jedno z czterech
Analiza
stateczności
prowadząca do wyznaczenia minimalnej wartości wskaźnika
wprowadzonych przez Eurokod 7 podejść
obliczeniowych,
które różnią
sposobem
Fmin się
powinna
uwzględniać wartości obliczeniowe parametrów geotechnicznych,
stateczności
przyjmowania wartości poszczególnych
współczynników
częściowych
– tabela
1.
oddziaływań
i oporów,
uzyskiwanych
poprzez zastosowanie współczynników częściowych.
W roku 2011 Załącznik Krajowy [16] wprotakim podejściu
minimalny
wskaźnik stateczności Fmin powinien być nie mniejszy od
wadził Przy
zapis rekomendujący
stosowanie
do
oceny stateczności ogólnej, zatem i do ocejedności.
Warunek
(1) implikuje diametralnie odmienne (od tradycyjnie stosowanego)
ny stateczności
skarp,
podejścia obliczeniowego 3 (DA3).
podejście do oceny stateczności, w którym obliczenia wykonywano z uwzględnieniem
W podejściu 3 (DA3) traktuje się wszystkie oddziaływania
na podłoże jako
oddzia- oddziaływań i reakcji gruntu, a wymagany zapas stateczności
charakterystycznych
wartości
ływania geotechniczne, co sprowadza się
do przyjmowania
charakterystycznych
osiągano poprzez
przyjmowanie odpowiednio wysokiej wartości dopuszczalnej Fdop . Wartość
wartości stałych obciążeń zewnętrznych
g = 1,0 . Z kolei obpoprzezta,przyjęcie
według Grozporządzeń
„drogowych” [17, 18], w przypadku skarp nasypów o wysokości
ciążenia zmienne zewnętrzne działające na
bryłę osuwiskową
przemnożyć
powyżej należy
6 m wynosi
Fdopprzez
 1,50 .
współczynnik g Q = 1,3 oraz zmniejszyć
wartości parametrów wytrzymałości gruntów na ścinanie, dzieląc je przez stosowne
1. Droga Ekspresowa S-8 Wrocław-Syców, przekrój w km 7+120. Wyniki obliczeń stateczności
wartości
współczynników
częściowych skarp nasypów
3. Dyskusja
ocen stateczności
komunikacyjnych
w podejściu
tradycyjnym zgodnie z rozporządzeniem MTiGM [18]
32
Do dyskusji dotyczącej doboru sposobu przeprowadzania oceny stateczności skarp
nasypów
drogowych
oraz
interpretacji uzyskanego zapasu stateczności przeprowadzonych na 5 /2014
p r zegląd
komunik
ac yjny
zowano Drogę Ekspresową S-8 na odcinku
Wrocław-Syców (rys. 2). Prace zaplanowane
objęły m.in. budowę nowych nasypów drogowych na odcinku 22,5 km, o zmiennej
wysokości do 8,6 m nasypów (i nachyleniu
skarp 1:1,5). Warunki posadowienia nasypów są zmienne, stopień złożoności warunków geotechnicznych zmienia się od
prostego do skomplikowanego. W fazie prac
koncepcyjnych nad projektem trasy drogowej rozważano wykonanie nasypów z gruntu niespoistego w postaci piasku średniego
lekko zaglinionego, o niewielkiej spójności.
Do analiz stateczności wykorzystano własny, autorski program SMB, w którym zastosowano zmodyfikowaną metodę Bishopa,
pozwalającą przeprowadzić obliczenia dla
wszystkich czterech podejść obliczeniowych. Jako wartość wymaganą (dopuszczalną) wskaźnika stateczności przyjęto Fdop =
1,0. Obliczenia prowadzono na obliczeniowych wartościach parametrów, co według
Eurokodu 7 [14] powinno zapewnić odpowiedni zapas stateczności.
W celach porównawczych przeprowadzono również analizy odnoszące się do
„podejścia tradycyjnego” (CA), uwzględniającego charakterystyczne wartości parametrów geotechnicznych. Wartość wymaganą
wskaźnika stateczności przyjęto w tym przypadku zgodnie z obowiązującym Rozporządzeniem MTiGM [18], według którego nasyp
oraz jego bezpośrednie podłoże powinien
posiadać minimalny zapas stateczności
określony przez dopuszczalny wskaźnik statecznośc i Fdop = 1,50. Na rysunku 1 pokazano
przykład obliczeń stateczności w km 7+120
dla „podejścia tradycyjnego”.
Obliczenia stateczności przeprowadzono
dla wszystkich czterech podejść obliczeniowych Eurokodu 7, na rys. 2. przedstawiono
przykładowe wyniki uzyskane dla podejścia obliczeniowego 3 (DA3), na wykresie
podano typ podłoża gruntowego dla każ-
dego przypadku obliczeniowego. Wykres
przedstawia zależność minimalnej wartości
wskaźnika stateczności Fmin w danym przekroju obliczeniowym od wysokości nasypu.
Wyniki uzyskane we wszystkich podejściach w przekrojach, w których występuje
dostatecznie nośne podłoże nośne (typ
podłoża 1, 1a i 2) wykazują wyraźną zależność stateczności nasypu od jego wysokości. Punkty obrazujące obliczone wartości
Fmin układają się w krzywą wykładniczą,
co wiązać należy głównie ze spójnością
gruntów nasypu i podłoża. Skarpy nasypu
o wysokości powyżej 7,0 m nie wykazują już
wyraźnego zmniejszania się wartości wskaźnika stateczności z dalszym wzrostem wysokości nasypu. Porównywalne pod względem
warunków gruntowych nasypy wysokie
charakteryzują się o około 20% mniejszym
zapasem stateczności niż w przypadku nasypów niskich.
Na rys. 3 podano przykład zestawienia wyników uzyskanych dla jednego z wydzielonych typów podłoża gruntowego – ukształtowanego z gruntów spoistych w stanie
plastycznym. W poszczególnych seriach
zamieszczono wyniki uzyskane w analizowanych podejściach obliczeniowych oraz
w podejściu tradycyjnym. Porównywanie
wyników podejść obliczeniowych Eurokodu
7 oraz tradycyjnego może okazać się mylące,
z uwagi na zróżnicowane wymagania odnośnie do zapasów stateczności nasypów.
Podejścia obliczeniowe Eurokodu 7 wymagają, aby wartość minimalnego wskaźnika
stateczności była większa od jedności, natomiast wymagany zapas stateczności podejścia tradycyjnego wynika z przedmiotowych
przepisów. W Polsce, przy nasypach drogowych o wysokości powyżej 6,0 m wymagana
przepisami wartość wskaźnika stateczności
wynosi Fdop = 1,50. W innych krajach europejskich wartość ta zawiera się w przedziale Fdop
= 1,30 ÷ 1,50. Z powyższego względu, w po-
2. Wyniki oceny stateczności podejścia obliczeniowego 3 przy poszczególnych typach podłoża (1 – grunty spoiste twardoplastyczne, 1a – grunty
spoiste plastyczne i rzadziej twardoplastyczne, 2 – grunty niespoiste, 3 –
nienośne grunty organiczne)
5 /2014
dejściu tradycyjnym określa się dodatkowo
wartość pomocniczego wskaźnika stateczności, zwanego współczynnikiem przeprojektowania ODF (over-design factor), zgodnie
z zależnością:
ODF =
Fmin
Fdop
(2)
Wartości ODF > 1 oznaczają wyższy od
wymaganego zapas stateczności. Na wykresie rys. 3 serię wyników ODF podejścia tradycyjnego oznaczono symbolem CA/1,50.
Porównanie uzyskanych wyników wskazuje wyraźnie, że w przypadku analizy stateczności skarp nasypów drogowych poszczególne podejścia obliczeniowe nie były
równoważne, pomiędzy skrajnymi wynikami
uzyskanymi w podejściu DA1 C1 i podejściu
DA2 – maksymalne różnice wynoszą około
60% wartości dla DA2. Wskazane w Załączniku Krajowym [16] podejście obliczeniowe 3 daje wyniki mieszczące się w środku
między wartościami skrajnymi podejścia
DA1 C1 oraz DA2 z czym wiążą się oczywiste
konsekwencje. Zatem dobór podejścia obliczeniowego w konkretnym zadaniu winien
być poprzedzony dogłębną analizą uwarunkowań geotechnicznych, uwzględniających
m.in. kategorię geotechniczną zadania, stopień złożoności warunków geotechnicznych i stopień rozpoznania podłoża gruntowego. W przypadkach słabego stopnia
rozpoznania warunków podłoża, przy dużej
zmienności gruntów występujących w analizowanym masywie gruntowym, bądź przy
występowaniu nasypów niekontrolowanych
zastosowanie podejścia obliczeniowego 3
może nie zapewnić wymaganego zapasu
stateczności, w takim przypadku należałoby
dodatkowo sprawdzić spełnienie warunku stateczności dla najbezpieczniejszego
podejścia DA2, w którym uzyskuje się najmniejsze wartości wskaźnika stateczności.
Również sprawdzenie stateczności według
3. Porównanie wyników obliczeń stateczności w przekrojach nasypu
projektowanego na podłożu z gruntów spoistych w stanie plastycznym dla poszczególnych podejść obliczeniowych Eurokodu 7 oraz
przy podejściu tradycyjnym (CA – Classical Approach)
33
podejścia obliczeniowego 2 byłoby korzystne w przypadku ustalania wartości parametrów wytrzymałości metodami pośrednimi
(na przykład wyłącznie na podstawie zależności korelacyjnych).
Najwyższe wartości wskaźników stateczności daje podejście DA1-1, w którym co
bardzo istotne, analizę stateczności przeprowadza się z uwzględnieniem tylko charakterystycznych wartości parametrów wytrzymałości. To podejście może być wybierane
np. w przypadku, gdy wartości parametrów
wytrzymałości gruntów zostały wyznaczone
metodami laboratoryjnymi i polowymi, zapewniającymi wysoki stopień rozpoznania
warunków geotechnicznych całego analizowanego masywu gruntowego. W takim
przypadku analiza przeprowadzona w oparciu tylko o podejście 3 może prowadzić do
przeprojektowania skarpy nasypu.
W celach porównawczych na wykresie
rys. 3 podano wartości wskaźników stateczności określone zgodnie z podejściem tradycyjnym (CA), uwzględniającym charakterystyczne wartości wszystkich parametrów
geotechnicznych oraz obciążeń. Wyniki są
oczywiście większe, od uzyskanych z podejść obliczeniowych Eurokodu 7. Istotne
są różnice wartości wskaźników stateczności uzyskane w tych podejściach, bowiem
ilustrują one, jak duży zapas stateczności
powoduje dana kombinacja częściowych
współczynników zalecanych w danym podejściu.
Należy również przeanalizować wyniki
ocen stateczności Eurokodu 7 pod kątem
zgodności z kryteriami dotychczas stosowanymi w praktyce inżynierskiej, wynikającymi
z wymaganego przez przepisy zapasu stateczności Fdop = 1,50. W tym celu podano na
wykresie rys. 3 wartości współczynnika przeprojektowania ODS, obliczone w podejściu
tradycyjnym (oznaczone symbolem CA/1.5).
Mogą one stanowić odniesienie do wartości
wskaźników stateczności określonych w poszczególnych podejściach obliczeniowych,
w których wartość wymagana wskaźnika
stateczności wynosi Fdop = 1,0. Z porównania
wynika spostrzeżenie, że jedynie podejście
obliczeniowe DA2 pozwala na uzyskanie
wartości wskaźników stateczności nie większych (czyli bezpieczniejszych) od wartości
ODS, zatem tylko podejście obliczeniowe
2 (DA2) spełnia wymagania dotyczące stateczności wysokich nasypów drogowych
w świetle polskich przepisów.
4. Podsumowanie
Ocena stateczności skarp i zboczy w budownictwie drogowym jest jednym z głównych zagadnień w procesie projektowania,
zapewniającym bezpieczeństwo eksploata34
cji dróg. Wskaźnik stateczności F, stosowany
jako podstawowy parametr do oceny zapasu stateczności, może przyjmować różne
wartości w zależności od zastosowanej metody obliczeniowej oraz przyjętego podejścia obliczeniowego.
Instrukcja ITB nr 304/1991 [19] podaje
m.in., że bezpieczne wartości wskaźnika stanu równowagi przy parametrach średnich
należy przyjmować nie mniejsze niż F = 1,3.
Zbliżone są wymagania normy niemieckiej DIN 4084:1981 zalecające przyjmowanie
współczynnika bezpieczeństwa (w przypadku zsuwu równoległego do powierzchni
zbocza) w zależności od układu obciążeń
od 1,3 (układ podstawowy obciążeń) do
1,1 (stan wyjątkowy, działania obciążeń sejsmicznych). Przy dużej spójności gruntu (c
> 20 kPa) stosuje się odpowiednio F = 1,73
do 1,47. Nowsze wydanie normy E DIN 4084:
2002, dostosowane do wersji ENV Eurokodu,
dla trzech układów obciążeń podaje wartości F = 1,25; 1,15 oraz 1,1.
Autorzy wykazali, że poszczególne podejścia oceny stateczności skarp wprowadzone
przez Eurokod 7 [14], nie są równoważne,
a wskazanie w Załączniku Krajowym [16]
podejścia obliczeniowego 3 do oceny stateczności wymaga dobrego rozpoznania
warunków geotechnicznych, a więc odpowiedzialnego przygotowania programu
badań geotechnicznych dla projektowanej
inwestycji.
W Polsce zalecane jest podejście DA3,
w którym współczynniki częściowe stosuje się tylko do parametrów wytrzymałości
gruntu i obciążeń zmiennych. Wynikowe
wartości zapasu stateczności są generalnie
mniejsze od wymaganego w obowiązującym rozporządzeniu MTiGM [18]. Jedynie
obliczenia wykonane według Eurokodu 7
dla podejścia obliczeniowego 2 pozwalają
uzyskać porównywalny zapas stateczności.
Biorąc pod uwagę trwającą od lat szeroką
dyskusję (por. [7]), dotyczącą nadmiernie
dużego zapasu stateczności wymaganego
przez przywołane rozporządzenie, weryfikacja obliczeń stateczności z wykorzystaniem
podejścia DA3 wydaje się konieczna w przypadkach słabego stopnia rozpoznania warunków podłoża, przy dużej zmienności
gruntów występujących w analizowanym
masywie gruntowym, bądź przy występowaniu nasypów niekontrolowanych. 
Literatura
[1] Batog A., Stilger-Szydło E., Stateczność
skarp nasypów drogowych w ujęciu Eurokodu 7. Drogownictwo 2010, nr 1, s. 18-21.
[2] Batog A., Stilger-Szydło E., Stateczność
skarp nasypów modernizowanej drogi ekspresowej S-8 w ujęciu Eurokodu 7 i aktual-
nych przepisów krajowych. Drogownictwo
2010, nr 2, s. 39-44.
[3] Bishop A. W., The use of the slip circle in the
stability analysis of slopes, Geotechnique,
1955, no 5, pp. 7-17.
[4] Bond A., Harris A., Decoding Eurocode 7.
Taylor & Francis Group, London, 2008.
[5] Brandl H., Konstruktive Hangsicherungen.
W: Grundbau‐Taschenbuch, Teil 3, Verl.
Ernst und Sohn, Berlin 1997, s. 553‐67 l.
[6] Frank R. et all., Designers’ guide to EN 19971: Eurocode 7. Thomas Telford, London,
2004.
[7] Kłosiński B., O wymaganiach dotyczących
stateczności skarp i zboczy, Zeszyty Naukowo-Techniczne SITK Oddział Kraków,
Problematyka osuwisk w budownictwie
komunikacyjnym, seria Materiały Konferencyjne, Nr 88, Zeszyt 144, Kraków 2009.
[8] Simpson B., Driscoll R., Eurocode 7 a commentary. CRC Ltd., London, 1998.
[9] Sommer H., Zur Stabilisierung von Rutschungen mit steifen Elementen. Berechnungen und Messungen, Bautechnik 1978,
s. 304-341.
[10]Stilger-Szydło E., Posadowienia budowli
infrastruktury transportu lądowego. Teoria
– Projektowanie – Realizacja. Wrocław, Dolnośląskie Wydawnictwo Edukacyjne, 2005.
[11]Wiłun Z., Zarys geotechniki, Wyd. Komunikacji i Łączności, Warszawa 2000.
[12]Wysokiński L., Zabezpieczanie stateczności skarp i zboczy, XVI Konferencja PZITB
„Warsztat Pracy Projektanta Konstrukcji”,
Ustroń 2001, t. 2, s. 225-236.
[13]Wysokiński L., Zasady poprawnej analizy
obliczeń stateczności zboczy, (w pracy:
[19]) 2000, s. 171-186.
[14]PN-EN 1997-1: 2008/AC: 2009 Eurokod 7
– Projektowanie geotechniczne – Część 1:
Zasady ogólne.
[15]PN-EN 1997-2: 2009 Eurokod 7 – Projektowanie geotechniczne – Część 2: Rozpoznanie i badanie podłoża gruntowego.
[16]PN-EN 1997-1:2008/NA:2011. Eurokod 7 –
Projektowanie geotechniczne – Część 1:
Zasady ogólne. Załącznik Krajowy.
[17]Rozporządzenie
Ministra
Transportu
i Gospodarki Morskiej z dnia 14 maja 1997
r. w sprawie przepisów techniczno-budowlanych dotyczących autostrad płatnych. Dz.
U. z dnia 19 czerwca 1997 r., Nr 62, poz. 392.
[18]Rozporządzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej w sprawie warunków
technicznych, jakim powinny odpowiadać
drogi publiczne i ich usytuowanie. Dz. U. Nr
43/1999 r.
[19]Posadowienie obiektów budowlanych
w sąsiedztwie skarp i zboczy. Instrukcja ITB
nr 424, Warszawa 2006.
[20]Norma PN/B-03010:1983 Ściany oporowe.
Obliczenia statyczne i projektowanie
3 /2014
SITK-RP
W dniach 9 i 10 maja 2014 r. w Ostrowie Wielkopolskim odbył się XXXI Zwyczajny Zjazd Delegatów Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Komunikacji RP. Zjazd posumował działalność Stowarzyszenia i Zarządu Krajowego w kadencji 2010 – 2014
oraz dokonał wyboru nowych władz Stowarzyszenia na kadencję 2014 – 2018. Zamieszczamy list nowego Prezesa SITK RP oraz
skład osobowy wybranych gremiów. W kolejnych numerach – relacja ze Zjazdu.
List Prezesa SITK RP
prof. dr hab. inż. Janusza Dyducha
Drodzy Członkowie Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Komunikacji RP, Koleżanki i Koledzy
XXXI Zwyczajny Zjazd Delegatów naszego Stowarzyszenia wybrał nowe władze na najbliższą, czteroletnią kadencję. Mam przyjemność i honor kierować pracami Zarządu Krajowego, a przez to kreować wizerunek i miejsce, jakie nasze Stowarzyszenie odgrywa w gospodarce. Nauka i technika
to obszary ludzkiej aktywność, które determinują rozwój gospodarczy. Wdrożenia praktycznych
osiągnięć naukowych i inżynieryjnych mają decydujący wpływ na politykę, oddziałują na kulturę, określają pozycję ekonomiczną i gospodarczą. W bieżącej kadencji istotą działania będą takie
formy aktywności naszego Stowarzyszenia, które będą promować transfer wiedzy do gospodarki
w poszczególnych gałęziach transportu, wpływając na coraz większą ich efektywność. Deklaruję aktywność nie tylko w branży drogowej, kolejowej czy lotniczej. Zamierzam uaktywnić działania Stowarzyszenia w branży żeglugi śródlądowej i morskiej, telekomunikacji oraz w transporcie rurociągowym.
Prawdziwą elitą społeczną, a więc miejscem tworzenia niekwestionowanych wartości ludzkich, nie są
uprzywilejowane środowiska, czy osoby, ale ludzie, którzy z racji swoich kompetencji zawodowych,
wyborów etycznych i moralnych zdobyli zaufanie innych. To Wy Koleżanki i Koledzy jesteście tą elitą.
Działajmy wspólnie dla dobra Stowarzyszenia i Gospodarki.
Z wyrazami szacunku
Prezes SITK RP
prof. dr hab. inż. Janusz Dyduch
Zarząd Krajowy:
Janusz DYDUCH (Oddział SITK Radom) - Prezes
Waldemar FABIRKIEWICZ (Oddział SITK Radom) - Sekretarz Generalny
Seweryn KACZMAREK (Oddział SITK Ostrów Wlkp.) - Wiceprezes
Dorota PRZYBYŁA (Oddział SITK Częstochowa) - Wiceprezes
Władysław RAWSKI (Oddział SITK Lublin) - Wiceprezes
Mariusz SZAŁKOWSKI (Oddział SITK Kraków) - Wiceprezes
Anna GREGIER (Oddział SITK Warszawa) – Członek, Piotr NIEDZIELSKI (Oddział SITK Szczecin) - Członek, Wojciech RYBAK (Oddział SITK Kielce) – Członek, Tomasz SIWOWSKI (Oddział SITK Rzeszów) – Z-ca Członka, Marek ROLLA (Oddział SITK Warszawa) – Z-ca Członka.
W pracach Zarządu Krajowego uczestniczą również:
Wiesław STAROWICZ – Prezes Honorowy SITK RP
Andrzej GOŁASZEWSKI – Prezes Honorowy - Senior SITK RP
3 /2014
Krajowa Komisja Rewizyjna:
Anna RÓŻYCKA (Oddział SITK Radom) – Przewodnicząca,
Andrzej KOZŁOWSKI (Oddział SITK Szczecin) – Zastępca Przewodniczącej,
Józefa SOBCZYŃSKA-STEFAŃSKA (O SITK Kielce) – Sekretarz,
Eugeniusz JANICKI (Oddział SITK Lublin) – Członek,
Tomasz KULPA (Oddzial SITK Kraków) – Członek,
Jan BOROWSKI (Oddział SITK Białystok) – Z-ca Członka,
Jerzy MIETLIŃSKI (Oddział SITK Białystok) – Z-ca Członka.
Krajowy Sąd Koleżeński:
Kazimierz GABRYŚ (Oddział SITK Ostrów Wlkp.) – Przewodniczący,
Henryk MACISZEWSKI (Oddział SITK Lublin) – Zastępca Przewodniczącego,
Jerzy WAWRUK (Oddział SITK Białystok) – Sekretarz,
Jerzy HYDZIK (Oddział SITK Kraków) – Członek,
Wojciech KRZEWINA (Oddział SITK Poznań) – Członek,
Jan LACHOR (Oddział SITK Radom) – Z-ca Członka,
Zdzisław SOSZKOWSKI (Oddział SITK Łódź) - Z-ca Członka.
35
Transportation Overview
Table of Contents
Page
7 Aneta Korytkowska, Joanna Bzówka
Influence analysis of coal excavation on railway line
In the paper analyses of rock mass and configuration of ground surface that are the effect of underground coal excavation on railway
line are presented. The method of calculations of indexes of basin
deformations based on Budryk-Knothe theory and the scheme of
procedure in the case of damages appearance are proposed.
Keywords: Railway; Coal excavation
Page
11 Angelika Duszyńska, Paweł Szypulski
Design of road embankment with geosynthetic
reinforced base on soft subsoil
In Poland there are no national guidelines for the design of earth
structures using geosynthetics. Design procedures for geosynthetic reinforcement of embankment base on soft subsoil, according to British Standard BS 8006 and German guidelines EBGEO
2010, were presented in this paper. The purpose of this paper is
to analyze in detailed the calculation procedures contained in the
above guidelines. It is very likely that in future these recommendations will be used as a base for the creation of the Polish National Annex to Eurocode 7, concerning the design of soil reinforced
with geosynthetics.
19 Janusz Poliński
Page
Road train influence on the realisation of land transport
tasks.
Transport of goods in road vehicles such as trucks or lorries with increased gross mass and length are related to many restrictions, specified in the 96/53/EC Directive. The tendency to increase the basic
parameters of road vehicles has many supporters, who see many benefits from the operation of such enhanced vehicles. They regard i.e.
reduced fluid fuel consumption, lower emission of dangerous substances to the atmosphere, reduced transport costs. The adversaries
of the system point out the reduced safety on roads, intercepting
parts of cargo transport from the railways etc.
In several countries the road trains are operated for many years. In
some countries such road trains have been forbidden. Road operators endeavour after unrestricted transport permits for road trains in
Europe. In many countries tests are performed, research is conducted and also public consultations are ongoing, which will support
the decision process.
The article familiarizes experts from different transport modes with
the above mentioned topic, pointing out the need to take into account this form of transport in forecasting land transport tasks.
Keywords: Cargo transport, Transport of goods, Road trains
Page
27 Piotr Mackiewicz
The influence of subgrade reinforcement on fatigue
live of pavement construction with consideration of
deformation criteria
Numerical studies with application of finite element method were
carried out to estimate an influence of subgrade reinforcement on
fatigue live of pavement construction. The subject of the studies was
pavement of parking space dedicated for heavy goods vehicles. Calculations were performed for subgrade material with elastic and elastic-plastic properties. The assessment of fatigue live was done using
selected criteria of subgrade deformation. A significant influence of
thickness of selected reinforcement (stabilization) on fatigue live of
pavement and great variability of results in dependence on the applied criterion were found. The application of non-linear model for
the assumed parameters of subgrade can allow to adjust magnitude
of reinforcement for a required traffic category more precisely.
Keywords: FEM; Deformation Criterion; Stabilization; Subgrade Model
Page
31 Andrzej Batog, Elżbieta Stilger-Szydło
Analysis of a Road Embankments Stability
The issue of stability of scarps and slopes is one of major problems in
road engineering. In this article, the authors included the discussion
of possible ways of assessment of road embankment slope stability
and the interpretation of the obtained results, bearing in mind the
procedures introduced by Eurocode 7.
Keywords: Road embankment; Soft subsoil; Geosynthetic.
36
Keywords: Roads; Slops; Stability
3 /2014
„Zarządzanie jakością w pasażerskim
transporcie publicznym”
17.06.2014 Warszawa
Na zlecenie Urzędu Transportu Kolejowego firma OTTIMA plus opracowała „Podręcznik wdrażania
systemów zarządzania jakością wraz z normami i miernikami dla pasażerskich przewoźników
kolejowych.”
Chcąc przybliżyć Państwu tematykę oraz zapisy Podręcznika, którego celem jest wsparcie
przedsiębiorstw kolejowych przy wdrażaniu postanowień przepisów dotyczących norm jakości, do czego
zobowiązani są zapisami Rozporządzenia (WE) Nr 1371/2007 serdecznie zapraszamy na seminarium, które
odbędzie się
17 czerwca 2014r. w Warszawskim Domu Technika NOT
Podczas seminarium
zostaną omówione aspekty
wynikające z:
Prawnych i technicznych wymagań
implementacji normy
Czynników determinujących jakość w
Seminarium skierowane jest
Ciągłe doskonalenie jakości
usług
Zjawisko
konkurencji
oraz
rosnące
oczekiwania
do:
wszystkich przewoźników
pasażerskich
w transporcie kolejowym w
tym:

Transportu aglomeracyjnego;

Transportu regionalnego;

Transportu dalekobieżnego ;

wszelkich instytucji oraz osób
zainteresowanych w/w
tematyką

zarządców infrastruktury
kolejowej
interesariuszy
wymuszają ciągłe zmiany w przedsiębiorstwach we wszystkich sferach
funkcjonowania. Przewoźnicy kolejowi dążąc do utrzymania bądź zwiększenia
przewagi konkurencyjnej powinni podejmować działania w zakresie ciągłego
doskonalenia poziomu swoich usług. Bardzo ważnym elementem w walce
oparciu o zapisy normy PN-EN
konkurencyjnej jest szeroko rozumiana jakość. Podstawowym sposobem
13816:2004 oraz PN-EN 15140:2006
osiągania i podnoszenia jakości jest wdrożenie w przedsiębiorstwie systemu
zarządzania jakością. Zarzadzanie jakością powinno stać się kluczowym
Rozporządzenia (WE) Nr 1371/2007
elementem osiągania przewagi na rynku, a przede wszystkim istotnym
Parlamentu Europejskiego i Rady z
założeniem w ujęciu działalności operacyjnej przewoźników pasażerskich.
dnia 23 października 2007r.

dotyczącego praw i obowiązków
pasażerów w ruchu kolejowym (Dz.
Urz. UE L nr 315 z 03.12.2007)
W ars za ws k i D om T ec hn ik a NO T
T erm in: 1 7. 0 6. 20 1 4 r .
Normy PN-EN ISO 9001– Systemy
zarządzania jakością;
Kosz t u dz i ału w s em i na riu m:
99 , 00 z ł + V AT 2 3 %
.
Na zgłoszenia czekamy do 13.06.2014!
K on tak t:
OTTIMA plus „tworzymy przestrzeń dla twojego biznesu”
Partner: Stowarzyszenie Południowy Klaster Kolejowy
O T T IMA p l us S p. z o. o .
te l . 32 26 8 3 7 0 5/ k om . 66 8 8 9 4 57 3
K at ar z yn a Z gaj e ws k a - K l uc zn a
ha n d lo w y@ o tt im a - p l us .c om .p l
Patronat medialny:
Problematyka roli kolei w Aglomeracji Wrocławskiej będzie
kluczowym tematem konferencji „Nowe Koleje 2014”, która
planowana jest na koniec roku.
Więcej informacji w kolejnych numerach Przeglądu Komunikacyjnego

Nawierzchnie, nasypy, podłoże

Transkrypt

Podobne dokumenty

LUMICCA BROCATO