GEOTECHNIKA I BUDOWNICTWO SPECJALNE ANALIZA WARUNKÓW STATECZNOŒCI NASYPU AUTOSTRADY A-4 MIÊDZY WÊZ AMI WIREK BATOREGO

Transkrypt

1 GEOTECHNIKA I BUDOWNICTWO SPECJALNE ZSMGiG XXIX Copyright by KGBiG AGH Kraków 2006 ISBN ANALIZA WARUNKÓW STATECZNOŒCI NASYPU AUTOSTRADY A-4 MIÊDZY WÊZ AMI WIREK BATOREGO Marek Ca³a*, Jerzy Cieœlik*, Jerzy Flisiak*, Micha³ Kowalski* 1.Wprowadzenie Po zakoñczeniu budowy odcinek autostrady A-4, zlokalizowany na wysokim nasypie w km , uleg³ we wrzeœniu 2004 roku uszkodzeniu. Zaobserwowano wówczas [21] wyst¹pienie szeregu deformacji nieci¹g³ych o charakterze pêkniêæ i szczelin, o rozwartoœci dochodz¹cej do kilku centymetrów. Deformacje te wyst¹pi³y zarówno na jezdniach autostrady jak i w pasie rozdzia³u. Pêkniêcia i szczeliny usytuowane by³y w wiêkszoœci równolegle do osi autostrady. W rejonie awarii, od maja 2004 roku, na g³êbokoœci 540 m, prowadzona by³a przez kopalniê Polska-Wirek eksploatacja œciany 4c o wysokoœci ok. 2,0 m [2, 26]. Wyjaœnienie rzeczywistych przyczyn wyst¹pienia awarii jest spraw¹ bardzo skomplikowan¹. Przyczynami awarii mog¹ byæ bowiem b³êdy pope³nione w ca³ym procesie inwestycyjnym, pocz¹wszy od rozpoznania geotechnicznego, poprzez projekt nasypu oraz jego wykonawstwo. Autorzy licznych ekspertyz, wykonanych po wyst¹pieniu awarii, z regu³y nie bior¹ pod uwagê mo liwoœci pope³nienia b³êdów na etapie projektowania i realizacji inwestycji, zak³adaj¹c a priori, e jedyn¹ przyczyn¹ uszkodzenia nasypu by³y deformacje wywo³ane eksploatacj¹ œciany 4c [10, 11, 13, 21]. Autorzy pracy [11] stwierdzaj¹ wrêcz, e Inne wp³ywy pozagórnicze, mog¹ce stanowiæ potencjalne przyczyny awarii zosta³y wykluczone w drodze szczegó³owej ich analizy. Stwierdzenie takie budzi szereg w¹tpliwoœci, poniewa : do analizy statecznoœci nasypu zastosowano metodê Taylora. Stosowanie metody Taylora prowadziæ mo e do du ych b³êdów prognozy, co stwierdza miêdzy innymi Glazer [8, s. 302]: Metoda Taylora ze wzglêdu na ³atwoœæ obliczeñ jest czêsto i chêtnie stosowana, i to nawet wtedy, gdy nie powinno siê jej stosowaæ. Dlatego te z naciskiem nale y podkreœliæ, e jest to metoda opracowana dla gruntów jednorodnych spoistych. Próby stosowania jej do innych warunków mog¹ mieæ bardzo groÿne skutki i dlatego te nie powinny byæ podejmowane. Obecnie nawet dla zboczy zbudowanych z gruntów spoistych powinno siê stosowaæ inne metody obliczeñ, traktuj¹c metodê Taylora jedynie jako daj¹c¹ wyniki orientacyjne. Poza tym metoda ta nie uwzglêdnia: * Akademia Górniczo-Hutnicza, Katedra Geomechaniki, Budownictwa i Geotechniki

2 772 Geotechnika i Budownictwo Specjalne ZSMGiG XXIX nachylenia pod³o a (w rejonie awarii nachylenie to wynosi³o ok. 10%), w³asnoœci pod³o a (w pod³o u wystêpuj¹ grunty s³abe), zastosowania materaca wzmacniaj¹cego na kontakcie pod³o e nasyp, obci¹ enia naziomu (Rozporz¹dzenie [19] zaleca, aby przy analizie statecznoœci uwzglêdniaæ obci¹ enie naziomu o wartoœci 25 kpa), deformacji II kategorii, na przeniesienie których powinien byæ zabezpieczony nasyp. do obliczeñ przyjêto bardzo wysokie wartoœci parametrów wytrzyma³oœciowych nasypu (k¹t tarcia wewnêtrznego ϕ = 26, spójnoœæ c = 67 kpa). Przyjêcie do obliczeñ, na podstawie badañ w œredniowymiarowym aparacie bezpoœredniego œcinania [15], bardzo du ej wartoœci spójnoœci budzi powa ne w¹tpliwoœci, poniewa jest ona prawdopodobnie spowodowana zjawiskiem klinowania siê grubych ziarn. Wysokiej spójnoœci gruntów z natury niespoistych, uzyskiwanej z takich badañ, nie powinno uwzglêdniaæ siê w analizach statecznoœci [2, 16]. zastosowana w pracy [10] analiza mo liwoœci poœlizgu nasypu po nachylonym pod³o u nie uwzglêdnia rzeczywistych warunków wspó³pracy nasypu z pod³o em. Zak³ada siê w niej, e nasyp jest cia³em sztywnym, spoczywaj¹cym na nieodkszta³calnym pod³o u nachylonym. W rzeczywistoœci zarówno nasyp jak i pod³o e s¹ wspó³pracuj¹cymi oœrodkami odkszta³calnymi o okreœlonej wytrzyma³oœci. Reasumuj¹c mo na stwierdziæ, e przyjêta w pracach [10, 11] metodyka analizy statecznoœci, polegaj¹ca na niezale nej ocenie wp³ywu ró nych czynników na warunki pracy nasypu i pod³o a jest niedok³adna a wyci¹gane na jej podstawie wnioski s¹ zbyt pochopne. Nie mo na bowiem na podstawie oceny wp³ywu poszczególnych czynników na przebieg procesu formu³owaæ wniosku, e je eli aden z niech nie jest przyczyn¹ powstania procesu to jego zajœcie jest niemo liwe. Podstawowym celem pracy by³o sprawdzenie, czy inne, nie zwi¹zane z górnictwem czynniki mog³y przyczyniæ siê do powstania awarii. W referacie zamieszczono wyniki analizy statecznoœci nasypu w rejonie awarii, przeprowadzonej metodami równowagi granicznej (program SLOPE/W) oraz metod¹ ró nic skoñczonych (program FLAC). 2.Za³o enia do obliczeñ Analizê statecznoœci przeprowadzono w przekroju prostopad³ym do osi autostrady [2, rys. 1]. W przekroju tym wysokoœæ skarpy pó³nocnej (lewa strona modelu) wynosi 10,4 m a skarpy po³udniowej (strona prawa) 4,3 m. Nachylenie skarp nasypu jest jednakowe i wynosi 1:1,5. Zgodnie z projektem [25] przyjêto, e pod³o e o gruboœci 6 m i nachyleniu 10%, spoczywa na skalnych utworach karboñskich, o bardzo du ej wytrzyma³oœci, w porównaniu z utworami gruntowymi. Dla przeprowadzenia obliczeñ zbudowano model przedstawiony na rysunkach 1 i 2 o szerokoœci podstawy równej 120 m, wysokoœci z lewej strony 11,9 m, z prawej strony 23,8 m (rys. 2). Obliczenia przeprowadzono dla czterech wariantów, ró ni¹cych siê od siebie przyjmowanymi wartoœciami parametrów wytrzyma³oœciowych pod³o a i nasypu. W wariantach W1, W2 i W3 przyjêto wartoœci parametrów wytrzyma³oœciowych nasypu okreœlone w projekcie, natomiast w wariancie W4 zawy one, naszym zdaniem, wartoœci parametrów stosowane w pracach [10, 11]. Marek Ca³a, Jerzy Cieœlik, Jerzy Flisiak, Micha³ Kowalski

3 Wp³yw budowli podziemnych na obiekty powierzchniowe 773 Poszczególne warianty ró ni³y siê równie budow¹ geologiczn¹ pod³o a. Podobnie jak w pracy [2] za³o ono w nich, e pod³o e nasypu stanowi: wariant W1 plastyczna glina pylasta, wariant W2 twardoplastyczna glina pylasta, wariant W3 od strony skarpy pó³nocnej twardoplastyczna glina pylasta wzmocniona poprzez zastosowanie iniekcji wysokociœnieniowej jet grouting o parametrach ekwiwalentnych (zgodnie z zaleceniami projektowymi [25]); w pozosta³ej czêœci twardoplastyczna glina pylasta, wariant W4 pod³o e i nasyp o parametrach przyjêtych w pracach [10, 11]. Wartoœci parametrów wytrzyma³oœciowych gruntów pod³o a okreœlono na podstawie wyników badañ geotechnicznych, omówionych w projekcie [25]. Przyjêto, e materac zbudowany jest z u la wielkopiecowego. Przyjmowane do obliczeñ wartoœci fizyko-mechaniczne zestawiono w tabeli 1. Tabela 1. Parametry materia³ów przyjête do obliczeñ Wariant obliczeñ Warstwa γ [kn/m 3 ] E [MPa] Analizê statecznoœci nasypów przeprowadzono przy zastosowaniu dwóch programów: programu metody ró nic skoñczonych FLAC, w którym wykorzystano metodê redukcji wytrzyma³oœci na œcinanie [3, 4, 5, 6, 14], programu SLOPE/W z pakietu GeoStudio 2004, wykorzystuj¹cego do obliczeñ metody równowagi granicznej, przy u yciu którego przeprowadzono obliczenia metodami Bishopa oraz Janbu. Obliczenia metod¹ ró nic skoñczonych wykonano przy za³o eniu p³askiego stanu odkszta³cenia. Dla wszystkich wymienionych warstw geologicznych obiektu w obliczeniach przyjêto ten sam idealnie sprê ysto-plastyczny model fizyczny, z liniowym warunkiem plastycznoœci Coulomba Mohra. Parametry modelu fizycznego przyjêto wed³ug tabeli 1. Za³o- ono, e pomiêdzy pod³o em a nasypem wykonany zosta³ zamkniêty materac o gruboœci 36 cm z u la wielkopiecowego, ograniczony geosiatk¹ o wytrzyma³oœci na jednoosiowe rozci¹ganie odpowiednio, dolna czêœæ 40 kn/m i górna czêœæ 20 kn/m. ν [ ] c [kpa] Ö [ ] Wspó³czynnik tarcia kontaktu µ Nasyp 20, ,25 18,000 25,00 0,37 W1 Materac 16, ,25 60,790 45,80 0,82 Pod³o e 20, ,30 11,000 12,00 0,35 Nasyp 20, ,25 18,000 25,00 0,37 W2 Materac 16, ,25 60,790 45,80 0,82 Pod³o e 20, ,25 15,000 14,00 0,35 Nasyp 20, ,25 18,000 25,00 0,37 W3 Materac 16, ,25 60,790 45,80 0,82 (W2 + jet grouting) Pod³o e I 20, ,25 15,000 14,00 0,35 Pod³o e II 20, ,25 22,707 15,73 0,35 W4 parametry Nasyp 20, ,20 67,000 26,00 0,39 przyjmowane Materac 16, ,20 100,000 30,00 0,46 w pracach [10, 11] Pod³o e 20, ,30 30,000 20,00 0,35 Analiza warunków statecznoœci nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego

4 774 Geotechnika i Budownictwo Specjalne ZSMGiG XXIX Rys. 1. Geometria modelu obliczeniowego Rys. 2. Dyskretyzacja modelu obliczeniowego Do modelowania geosiatki zastosowano elementy prêtowe, nie przenosz¹ce naprê eñ œciskaj¹cych. Parametry elementów prêtowych wyznaczono na podstawie danych technicznych geosiatek typu LBO 220 SAMP oraz LBO 440 SAMP firmy Tenax. Ze wzglêdu na brak polskiej normy dotycz¹cej ustalania wytrzyma³oœci d³ugoterminowej wyrobu geosyntetycznego, w obliczeniach przyjêto d³ugoterminow¹ wytrzyma³oœæ geosiatki na rozci¹ganie odpowiadaj¹c¹ sile wystêpuj¹cej w geosiatce przy wyd³u eniu wzglêdnym 2% z próby jednoosiowego rozci¹gania (14 kn/m geosiatka dolna i 7 kn/m geosiatka górna), co odpowiada wspó³czynnikowi bezpieczeñstwa rzêdu 2,9. Wydaje siê, i s¹ to wartoœci i tak zawy one, gdy na stronie producenta podano przyk³ad nasypu drogowego w Bangkoku, gdzie u yto podobnych geosiatek (LBO 302 SAMP) przy zastosowaniu wspó³czynnika bezpieczeñstwa o wartoœci 4. Podobne, wysokie wspó³czynniki bezpieczeñstwa dla geosiatek z polipropylenu zaleca norma brytyjska BS 8006 [1]. Podobnie jak w pracy [2] w obliczeniach za³o ono, e kontakt pomiêdzy geosiatk¹, pod³o em, materacem, oraz nasypem odbywa siê wed³ug prawa tarcia typu Coulomba. Wartoœæ k¹ta tarcia (b¹dÿ wspó³czynnika tarcia) przyjmowana w tego typu obliczeniach zawsze jest dyskusyjna i przyjmowana ró nie przez ró nych autorów. Najczêœciej wartoœæ k¹ta tarcia pomiêdzy geosiatk¹, a gruntem wyznacza siê wykorzystuj¹c wartoœæ k¹ta tarcia wewnêtrznego gruntu wed³ug formu³y: ϕ i = arctg (F tgϕ s ) (1) gdzie: ϕ i k¹t tarcia na kontakcie, ϕ s k¹t tarcia wewnêtrznego gruntu, F wspó³czynnik redukcyjny. Podstaw¹ do wyznaczenia wspó³czynnika tarcia mog¹ równie byæ wyniki badañ laboratoryjnych lub polowych tzw. testu pull-out, czyli wyrywania geosiatki z gruntu poddanego ró nego rodzaju obci¹ eniom. Wspó³czynnik tarcia wyznaczano dwuetapowo. W pierwszym etapie dla wybranego kontaktu wyliczano wartoœæ wspó³czynnika wynikaj¹ca z zale noœci (1), przyjmuj¹c F = 0,8. Marek Ca³a, Jerzy Cieœlik, Jerzy Flisiak, Micha³ Kowalski

5 Wp³yw budowli podziemnych na obiekty powierzchniowe 775 Je eli wartoœæ tego wspó³czynnika by³a mniejsza od µ = 0,35 (najni szej wartoœci uzyskanej w teœcie pull-out) do obliczeñ przyjmowano wartoœæ µ = 0,35. Je eli zaœ wartoœæ wyliczonego z zale noœci (1) wspó³czynnika by³a wiêksza od µ = 0,35, to wtedy do obliczeñ przyjmowano wartoœæ wynikaj¹c¹ z zale noœci (1). Uzyskane w ten sposób wartoœci wspó³czynników wydaj¹ siê byæ nieco zawy one, szczególnie dla gruntów s³abych, o ma³ym k¹cie tarcia wewnêtrznego. Wartoœci wspó³czynników dla odpowiednich kontaktów modelu obliczeniowego zamieszczono w tabeli 1. Dla obliczeñ programem SLOPE/W zbudowano model o wymiarach i parametrach gruntowych identycznych jak w obliczeniach numerycznych. Do modelowania geosiatki zastosowano elementy typu Fabric, o wytrzyma³oœci d³ugoterminowej na rozci¹ganie odpowiednio 14 kn/m geosiatka dolna i 7 kn/m geosiatka górna. Analizê statecznoœci przeprowadzono bez uwzglêdniania wp³ywów deformacji górniczych. Obliczenia MRS przeprowadzono w dwóch wariantach: 1. bez obci¹ enia korony nasypu, 2. z równomiernie roz³o onym obci¹ eniem korony nasypu, wynosz¹cym 25 kpa (obci¹ enie ruchowe autostrady zgodne z [19]). Dla wariantu W3, zak³adaj¹cego wzmocnienie pod³o a iniekcj¹ jet grouting, przeprowadzono dodatkowe obliczenia, w których za³o ono, e: 1. Na skutek eksploatacji pierwotne nachylenie pod³o a zwiêksza siê o 10,0 mm/m (wartoœæ nachyleñ okreœlona w pracach [10, 21]). 2. W pod³o u nie zastosowano wzmocnienia przy wykorzystaniu materaca i geosiatek. Celem tych obliczeñ by³o sprawdzenie wp³ywu stosowania zbrojenia na warunki statecznoœci, ocena skutecznoœci zastosowanych zabezpieczeñ, oraz sprawdzenie, czy wykazywane pomiarami nachylenia na skutek eksploatacji maj¹ wp³yw na statecznoœæ nasypu. 3.Omówienie wyników obliczeñ Ze wzglêdu na ograniczon¹ objêtoœæ pracy, szczegó³owo omówiono jedynie wyniki obliczeñ uzyskane dla wariantu W3, który, jak siê wydaje, najlepiej odzwierciedla warunki panuj¹ce w rejonie uszkodzonego nasypu autostrady A-4. Dla wariantów W1 i W2 i W4 ograniczono siê do omówienia ogólnego. Wariant W1 W wariancie W1 przyjêto, e w pod³o u znajduje siê glina pylasta w stanie plastycznym, o stosunkowo niskich parametrach wytrzyma³oœciowych (tabela 1). Z przeprowadzonych obliczeñ dla tego wariantu wynika, e nasyp znajduje siê praktycznie w stanie zbli onym do granicznego. Wartoœci wskaÿników statecznoœci dla nasypu nieobci¹ onego zawarte s¹ w przedziale od 1,062 wg metody Janbu do 1,165 wg metody Bishopa i s¹ znacznie ni sze od wymaganych odpowiednimi przepisami (rozporz¹dzenie [19] podaje, e dla ziemnych budowli drogowych wskaÿnik statecznoœci skarp musi byæ wiêkszy od 1,5). Obliczenia MRS wskazuj¹, e po uwzglêdnieniu obci¹ enia eksploatacyjnego nasypu o wartoœci 25 kn/m wskaÿnik statecznoœci spada do wartoœci 1,06 (stan graniczny). Analiza warunków statecznoœci nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego

6 776 Geotechnika i Budownictwo Specjalne ZSMGiG XXIX Wariant W2 W wariancie W2 przyjêto, e w pod³o u znajduje siê glina pylasta w stanie twardoplastycznym, o parametrach wytrzyma³oœciowych wy szych ni w wariancie 1 (tabela 1). W tym wariancie obserwuje siê wzrost wskaÿników statecznoœci w porównaniu do wariantu W1. Uzyskane wg ró nych metod analizy wartoœci wskaÿników statecznoœci zawarte s¹ w przedziale od 1,224 do 1,355. Zgodnie ze stosowan¹ w budownictwie drogowym klasyfikacj¹ [12] mo na wiêc przyj¹æ, e powstanie procesów osuwiskowych jest prawdopodobne, a uzyskane wartoœci wskaÿników s¹ znacznie ni sze od wymaganych odpowiednimi przepisami. Wariant W3 Wariant ten stanowi modyfikacjê wariantu W2, polegaj¹c¹ na dodaniu pod pó³nocn¹ (wy sz¹) skarp¹ nasypu regionu wzmocnionego poprzez wykonanie pali jet-grouting. Dla uwzglêdnienia wzmocnienia w analizie statecznoœci zastosowano ekwiwalentne wartoœci parametrów wytrzyma³oœciowych gruntu dla wzmocnionej warstwy geotechnicznej. Przyjêto, e region wzmocnienia obejmuje strefê od podstawy nasypu do pod³o a karboñskiego a jego szerokoœæ wynosi 8 m (po³owa d³ugoœci rzutu pó³nocnej skarpy na p³aszczyznê poziom¹). Wyniki obliczeñ dla wariantu W3 bez obci¹ enia naziomu, uzyskane z programu FLAC w postaci map: przyrostów odkszta³ceñ postaciowych, wektorów prêdkoœci, odkszta³ceñ postaciowych, przedstawiono na rysunkach od 3 do 5. Rys. 3. Mapa przyrostów odkszta³ceñ postaciowych dla wariantu W3 Marek Ca³a, Jerzy Cieœlik, Jerzy Flisiak, Micha³ Kowalski

7 Wp³yw budowli podziemnych na obiekty powierzchniowe 777 Rys. 4. Wektory prêdkoœci dla wariantu W3 Rys. 5. Mapa odkszta³ceñ postaciowych dla wariantu W3 Dla przypadku tego minimalna wartoœæ wskaÿnika statecznoœci wynosi 1,4, a wiêc jest ni sza od wymaganej dla budowli drogowych. Powierzchnia poœlizgu w tym wariancie przebiega g³êbiej w korpusie nasypu ni w wariancie W2, tworz¹c wiêksz¹ potencjaln¹ bry³ê osuwiskow¹. Z rysunku 5 wynika, e oprócz powierzchni poœlizgu przebiegaj¹cej poni ej dolnej Analiza warunków statecznoœci nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego

8 778 Geotechnika i Budownictwo Specjalne ZSMGiG XXIX krawêdzi skarpy, wyraÿnie widoczna jest druga, potencjalna powierzchnia wskazuj¹ca na mo liwoœæ poœlizgu nasypu po powierzchni materaca. Mo na wiêc przypuszczaæ, e przy mniejszej wartoœci tarcia na kontakcie grunt geosyntetyk (do obliczeñ przyjêto bardzo wysokie wartoœci wspó³czynnika tarcia) potencjalny poœlizg nasypu po materacu by³by dominuj¹cym sposobem utraty statecznoœci. Z obliczeñ metodami równowagi granicznej uzyskano zbli one wartoœci wskaÿników statecznoœci: dla metody Janbu 1,303 a dla metody Bishopa 1,455. Obci¹ enie korony nasypu o wartoœci 25 kpa (rys. 6) powoduje niewielkie zmniejszenie wskaÿnika statecznoœci do wartoœci 1,33. Rys. 6. Mapa przyrostów odkszta³ceñ postaciowych dla wariantu W3 z uwzglêdnieniem obci¹ enia korony nasypu Dla wariantu W3 przeprowadzono dodatkowe obliczenia, których celem by³o sprawdzenie, w jakim stopniu wzrost nachylenia pod³o a, wywo³any na przyk³ad eksploatacj¹ podziemn¹, wp³ywa na warunki statecznoœci (wariant W3a). W obliczeniach, które ilustruje rysunek 7 za³o ono, e nachylenie pod³o a zwiêkszy³o siê o 10 mm/m (1%), czyli o wartoœæ maksymaln¹ dla III kategorii terenów górniczych. Zwiêkszenie pierwotnego nachylenia pod³o a o 10 mm/m spowodowa³o niewielkie zmniejszenie wskaÿnika statecznoœci do wartoœci 1,37 (spadek o 2,1%). Podobne wyniki uzyskano przy zastosowaniu metod równowagi granicznej. Wg metody Bishopa zwiêkszenie nachylenia o 10 mm/m powoduje spadek wskaÿnika statecznoœci do wartoœci 1,418 (spadek o 2,5%), a wg metody Janbu do wartoœci 1,271 (spadek o 2,45%). Mo na wiêc stwierdziæ, e dodatkowe nachylenia wywo³ane deformacjami na skutek eksploatacji, nie wp³ywaj¹ w istotny sposób na warunki statecznoœci nasypu. Jest to potwier- Marek Ca³a, Jerzy Cieœlik, Jerzy Flisiak, Micha³ Kowalski

9 Wp³yw budowli podziemnych na obiekty powierzchniowe 779 dzenie znanego powszechnie faktu, e du e wartoœci nachyleñ wywo³anych eksploatacj¹ stwarzaj¹ du e zagro enie dla statecznoœci obiektów wysokich o du ej smuk³oœci, a ma³e dla obiektów o du ych wymiarach i niewielkiej smuk³oœci, do których zaliczaj¹ siê nasypy drogowe. Rys. 7. Mapa przyrostów odkszta³ceñ postaciowych dla wariantu W3 z uwzglêdnieniem dodatkowego 1% nachylenia pod³o a (wariant W3a) Dla modelu W3 przeprowadzono równie obliczenia, których celem by³o sprawdzenie skutecznoœci zastosowanego materaca wzmacniaj¹cego pod³o e. Rozwa ono dwa dodatkowe warianty: 1) (wariant W3b), w którym za³o ono, e materac nie zosta³ wykonany, 2) (wariant W3c), w którym za³o ono, e do wykonania materaca wykorzystano geosiatki o d³ugotrwa³ej wytrzyma³oœci na rozci¹ganie 200 kpa/m. Z obliczeñ dla wariantu W3b (rys. 8), uzyskano nastêpuj¹ce wartoœci wskaÿników statecznoœci: dla metody MRS 1,36 (zmniejszenie o 2,9%), dla metody Bishopa 1,384 (zmniejszenie o 4,9%), dla metody Janbu 1,241 (zmniejszenie o 4,8%). Rys. 8. Wyniki obliczeñ wskaÿnika statecznoœci metod¹ Janbu dla wariantu W3b bez materaca Analiza warunków statecznoœci nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego

10 780 Geotechnika i Budownictwo Specjalne ZSMGiG XXIX Mo na wiêc stwierdziæ, e zastosowanie materaca z geosiatek o niewielkiej wytrzyma³oœci nie zmienia w istotny sposób warunków statecznoœci nasypu. Rys. 9. Mapa przyrostów odkszta³ceñ postaciowych dla wariantu W3c (zbrojenie o d³ugoterminowej wytrzyma³oœci na rozci¹ganie 200 kn/m) Wyniki obliczeñ dla wariantu W3c ilustruje rysunek 9. Uzyskana z obliczeñ MRS wartoœæ wskaÿnika statecznoœci wynosi 1,46 i jest o 4,3% wiêksza od uzyskanej dla wariantu W3. Mo na wiêc stwierdziæ, e nawet zastosowanie bardzo wytrzyma³ych geosiatek do zbrojenia materaca pod nasypem, nie powoduje znacz¹cego wzrostu wskaÿnika statecznoœci. Odmienny jest natomiast przebieg powierzchni poœlizgu. W przypadku zastosowania geosiatek o niewielkiej wytrzyma³oœci powierzchnia ta przechodzi poni ej dolnej krawêdzi skarpy, natomiast przy zastosowaniu mocnych geosiatek powierzchnia ta jest styczna do materaca. Na rysunku 9 przedstawiono równie si³y rozci¹gaj¹ce w elementach modeluj¹cych zbrojenie. Maksymalne wartoœci tych si³ dla górnego materaca wynosz¹ 109 kn/m. Jest to wartoœæ ponad piêciokrotnie wiêksza od doraÿnej wytrzyma³oœci geosiatek zastosowanych do zbrojenia nasypu uszkodzonego odcinka autostrady A-4, oraz ponad piêtnastokrotnie wiêksza od ich wytrzyma³oœci d³ugoterminowej. Reasumuj¹c mo na wiêc stwierdziæ, e nawet przy zastosowaniu bardzo wytrzyma- ³ych geosiatek nie jest mo liwe osi¹gniêcie, w istniej¹cych warunkach, wskaÿnika statecznoœci 1,5. Zastosowanie mocnych geosiatek prowadzi bowiem do zmiany mechanizmu zniszczenia, a ewentualna utrata statecznoœci polega wówczas na poœlizgu nasypu po powierzchni mocnego materaca. Z przeprowadzonych analiz wynika, e zapewnienie statecznoœci wymaga zmiany koncepcji stosowanych zabezpieczeñ. Oprócz wzmocnienia pod³o a konieczne jest równie wzmocnienie korpusu i korony nasypu. Marek Ca³a, Jerzy Cieœlik, Jerzy Flisiak, Micha³ Kowalski

11 Wp³yw budowli podziemnych na obiekty powierzchniowe 781 Wariant W4 W wariancie tym przyjêto wartoœci parametrów wytrzyma³oœciowych gruntów nasypu i pod³o a, jak w pracach [10, 11]. Uzyskane dla tego zestawu danych wartoœci wskaÿników statecznoœci wynosz¹ od 2,13 z obliczeñ MRS do 2,346 z obliczeñ metod¹ Bishopa. Nale y jednak podkreœliæ, e wyniki te uzyskano przy przyjêciu bardzo wysokich wartoœci parametrów wytrzyma³oœciowych gruntów pod³o a i nasypu. Zw³aszcza wartoœæ kohezji nasypu (67 kpa) wydaje siê znacznie zawy ona, bior¹c pod uwagê fakt, e materia³ z którego zbudowano nasyp sk³ada siê g³ównie z gruntów sypkich. Jak wspomniano we wstêpie tak wysoka wartoœæ spójnoœci jest prawdopodobnie wynikiem zastosowanej metodyki okreœlania parametrów wytrzyma³oœciowych, a nie cech¹ materia³u. 4.Wnioski Wyniki obliczeñ zestawiono w tabeli 2. Tabela 2. Wyniki obliczeñ wskaÿników statecznoœci Wariant MRS Bishop Janbu obliczeñ bez obci¹ enia z obci¹ eniem 25 kpa bez obci¹ enia bez obci¹ enia W1 1,13 1,06 1,165 1,062 W2 1,31 1,24 1,355 1,224 W3 1,40 1,33 1,455 1,303 W3a 1,37 1,418 1,271 W3b 1,36 1,384 1,241 W4 2,27 2,13 2,346 2,230 Analiza wyników zamieszczonych w tabeli 2 upowa nia do wyci¹gniêcia nastêpuj¹cych wniosków: 1. Uzyskane z obliczeñ wartoœci wskaÿników statecznoœci dla wszystkich wariantów, z wyj¹tkiem wariantu W4, nie spe³niaj¹ wymagañ odnoœnie nasypów drogowych i przyjmuj¹ wartoœci mniejsze b¹dÿ znacznie mniejsze od 1,5. Nale y równie podkreœliæ, e w przeprowadzonych analizach nie uwzglêdniano deformacji pod³o a na skutek eksploatacji. Œwiadczy to o nieprawid³owym zaprojektowaniu nasypu w istniej¹cych warunkach i mo - liwoœci utraty statecznoœci nawet bez wp³ywów dzia³alnoœci górniczej. 2. Analiza uzyskanych wyników wskazuje na niewielki wp³yw zwiêkszenia nachylenia pod³o- a, wywo³anego eksploatacj¹ górnicz¹ na warunki statecznoœci. Jak wykaza³y obliczenia MRS oraz metodami równowagi granicznej wzrost nachylenia o 1% w kierunku pó³nocnym powoduje zmniejszenie wskaÿnika statecznoœci o zaledwie ok. 2,5%. 3. Wzmocnienie pod³o a nasypu uszkodzonego odcinka autostrady A-4 polegaj¹ce na zastosowaniu materaca z geosiatek i kruszywa, nie ma praktycznie wp³ywu na warunki statecznoœci. Niezale nie od rodzaju zastosowanych geosiatek uzyskane z obliczeñ wartoœci wskaÿników s¹ zbli one. Wytrzyma³oœæ zastosowanych geosiatek wp³ywa natomiast istotnie na charakter potencjalnej powierzchni poœlizgu. Przy s³abych geosiatkach powierzchnia ta przebiega poni ej dolnej krawêdzi skarpy, natomiast przy mocnych mo liwy jest poœlizg nasypu po powierzchni materaca. Analiza warunków statecznoœci nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego

12 782 Geotechnika i Budownictwo Specjalne ZSMGiG XXIX 4. Z przeprowadzonych analiz wynika, e zapewnienie statecznoœci wymaga zmiany koncepcji stosowanych dotychczas zabezpieczeñ nasypów poddanych wp³ywom dzia³alnoœci górniczej. Wydaje siê, e znaczn¹ poprawê warunków statecznoœci mo na uzyskaæ poprzez wzmocnienie oprócz pod³o a równie korpusu i korony nasypu. Literatura [1] BS 8006:1995: Code of practice for strengthened/reinforced soils and other fills [2] Ca³a M., Cieœlik J., Flisiak J., Kowalski M.: Przyczyny awarii nasypu autostrady A4 pomiêdzy wêz³ami Wirek i Batorego w œwietle obliczeñ numerycznych. Materia³y XXIX Zimowej Szko³y Mechaniki Górotworu i Geoin ynierii [3] Ca³a M., Flisiak J.: Analiza statecznoœci skarp i zboczy w œwietle obliczeñ analitycznych i numerycznych. XXIII ZSMG 2000, Wydawnictwo KGBiG Kraków, ss [4] Ca³a M., Flisiak J.: Slope stability analysis with FLAC and limit equilibrium methods. FLAC and Numerical Modeling in Geomechanics (edited by Bilaux, Rachez, Detournay & Hart). A.A. Balkema Publishers 2000, pp [5] Ca³a M., Flisiak J.: Slope stability analysis with numerical and limit equilibrium methods. [In:] Burczynski, Fedelinski & Majchrzak (eds.): Computer Methods in Mechanics 2003 [6] Dawson E.M., Roth W.H.: Slope stability analysis with FLAC. FLAC and numerical modeling in geomechanics (Detournay & Hart), A.A. Balkema 1999, Rotterdam, pp. 3-9 [7] Ericson H., Drescher A.: The use of geosynthetics to reinforce low volume roads. Technical report no. MN/RC , 2001 (opracowanie niepublik.) [8] Glazer Z.: Mechanika gruntów. Wydawnictwo Geologiczne, Warszawa 1985 [9] Gryczmañski M.: Wp³yw eksploatacji górniczej na nasypy i ich zabezpieczenie. Konferencja Naukowo-Techniczna: Autostrady na Terenach Górniczych, Katowice 1998 [10] Gryczmañski M., Sternik K.: Analiza przyczyn awarii nasypu autostrady A-4 na odcinku od do oraz uzasadnienie i koncepcja wzmocnienia budowli. Opracowanie wykonane przez DiPG Geokonsulting na zlecenie PRIN Holding S.A. w Katowicach. Gliwice paÿdzierniklistopad 2004 r. (praca niepublik.) [11] Gryczmañski M., Sternik K.: Awaria wysokiego nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego. XXII Konferencja Naukowo-Techniczna Awarie Budowlane 2005, Szczecin Miêdzyzdroje 2005 [12] Instrukcja badañ pod³o a gruntowego budowli drogowych i mostowych. GDDP, W-wa 1998 [13] Kliszewicz B.: Analiza zagro eñ kanalizacji deszczowej na odcinku autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego. XXII Konferencja Naukowo-Techniczna Awarie Budowlane 2005, Szczecin Miêdzyzdroje 2005 [14] Lane P.A., Griffiths D.V.: Finite element slope stability analysis Why are engineers still drawing circles? Numerical Models in Geomechanics (Pietruszczak & Pande), A.A. Balkema 1997, Rotterdam, pp [15] Okreœlenie wytrzyma³oœci na œcinanie przekruszonego materia³u skalnego w aspekcie wykorzystania go do budowy nasypu autostradowego. Katedra Mechaniki gruntów i budownictwa ziemnego, Akademia Rolnicza w Krakowie, czerwiec lipiec, 2003 (praca niepublik.) [16] Pisarczyk S.: Grunty nasypowe. OW Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2004 [17] Porozumienie GDDKiA Oddzia³ Katowice oraz Kompanii Wêglowej S.A. w Katowicach z dn r. [18] Pullout Tests of Geogrids [19] Rozporz¹dzenie Ministra Transportu I Gospodarki Morskiej z dnia 2 marca 1999 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadaæ drogi publiczne i ich usytuowanie. (Dz.U. Nr 43, poz. 430) Marek Ca³a, Jerzy Cieœlik, Jerzy Flisiak, Micha³ Kowalski

13 Wp³yw budowli podziemnych na obiekty powierzchniowe 783 [20] Rozporz¹dzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej z dnia 30 maja 2000 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadaæ drogowe obiekty in ynierskie i ich usytuowanie. (Dz.U. Nr 63, poz. 735) [21] Strycharz B., Chlipalski K., Grygierek M.: Obliczenie deformacji powierzchni w rejonie autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego. XXII Konferencja Naukowo-Techniczna Awarie Budowlane 2005, Szczecin Miêdzyzdroje 2005 [22] Strycharz B.: Problemy projektowania i utrzymania autostrad na terenach górniczych. Konferencja Naukowo-Techniczna: Autostrady na Terenach Górniczych, Katowice 1998 [23] Tenax Technical Papers, Reports and Design Manuals [24] Wytyczne wzmacniania pod³o a gruntowego w budownictwie drogowym. IBDiM, W-wa 2002 [25] Zamierzenie budowlane: Budowa Autostrady A-4 Gliwice-Katowice. Odcinek Wêze³ Wirek Wêze³ Batorego, km Projekt budowlany. Transprojekt. Krakowskie Biuro Projektów Dróg i Mostów, Kraków 2000 [26] Zych K.: Wstêpna analiza wyników pomiarów geodezyjnych w rejonie odcinka autostrady A-4 w km Materia³y XXIX Zimowej Szko³y Mechaniki Górotworu i Geoin ynierii Stability analysis of A-4 highway embankment between hubs Wirek and Batory This paper shows theresults numerical analysis of embankment stability. The A-4 highway embankment between hubs Wirek and Batory was considered. The stability analysis was performed for four diffeerent cases. Several mechanical properties of embankment soil and subsoil was considered. Change of reinforcement capacity was also taken under consideration. The calculations results allowed to estimate the reasons of embankment failure. Analiza warunków statecznoœci nasypu autostrady A-4 miêdzy wêz³ami Wirek Batorego

14 784