3.3. fejezet 289 FEJEZET BEVEZETŐ 3.3. fejezet: Lemezalapozás A monolit vasbeton vázas épület alapozása az előzőekben bemutatott cölöpalapozáson túlmenően lemezalapozással is kidolgozásra került, azonos talajadottságok figyelembevételével. A cölöpalapozás és a lemezalapozás feladat kidolgozásához mindkét tartószerkezeti tervező megadta a geotechnikai dokumentációk előkészítéséhez szükséges információkat (alapadat szolgáltatás), melyben geotechnikai tervezőtől talajvizsgálati jelentés összeállítását kérte. Geotechnikai tervező a tervezett szerkezeti kialakítás és az alapozási rendszereket figyelembe véve összeállította a feltárási programot és az eredmények alapján elkészítette a talajadottságokat összefoglaló talajvizsgálati jelentést. Az alapozás tervezését a két tervező együttműködve, közösen hajtotta végre. Az alapozási sík felvétele, a talajparaméterek karakterisztikus értékének meghatározása geotechnikus tervező feladatát képezte, a szerkezeti tervezést tartószerkezeti tervező készítette. A végleges terv folyamatos egyeztetés, kooperáció révén alakult ki. TARTALOMJEGYZÉK: FEJEZET BEVEZETŐ... 289 ALAPADAT SZOLGÁLTATÁS... 291 TALAJVIZSGÁLATI JELENTÉS... 292 1. Megbízás... 292 2. A vizsgálat tárgya és célja... 292 3. Tervezési adatok; megrendelői adatszolgáltatás... 292 4. A vizsgálatban résztvetők... 292 ALAPOZÁSI TERV... 293 1. Felhasznált alapadatok... 293 2. Talajvizsgálati jelentés- geotechnikai adottságok... 294 3. Alkalmazott szabványok, irodalom, szoftverek... 295 4. Alkalmazott anyagok... 296 5. Geometriai elrendezés... 296 6. Alapozásra jutó terhelések... 298 7. Alkalmazott karakterisztikus geotechnikai paraméterek... 300 8. Az ágyazási tényező meghatározása... 302 9. Az alaplemez vasalásának meghatározása (STR)... 306 9.1. Alapháló meghatározása... 306 9.2. Szükséges vasalások... 307 9.3. F/3 tengelyi alsó vasalás... 308 9.4. I J közötti x irányú felső vasalás... 311 9.5. F/3 tengelyi átszúródás vizsgálat... 312 10. Talajellenállások vizsgálata (GEO)... 315 10.1. Talajtörés vizsgálata... 315
3.3. fejezet 290 10.2. Alakváltozások vizsgálata... 316 11. Felúszás vizsgálata (UPL)... 316
3.3. fejezet 291 Alapadat szolgáltatás a geotechnikai vizsgálathoz 1. Megrendelő: Magyar Mérnöki Kamara Tartószerkezeti Tagozat, Magasépítési Bizottság. 2. Tartószerkezet tervező: Balogh Béla (T-T 01-3019; bb3bbt@chello.hu) 3. Geotechnikai adatszolgáltatás jellege: talajvizsgálati jelentés 4. A létesítmény geotechnikai kategóriája tartószerkezeti szempontból: 2. kategória. 5. Létesítmény: megnevezése, rendeltetése: monolit vasbeton szerkezetű irodaház Ingatlan címe: xxx Építmény alapterülete: 1110 m 2 6. Magassági fixpont helye és értéke: 7. Magassági adatok: +/-0,00=+100,00 (mbf) Rendezett terepszint alatti szintek száma és legalsó padlószint mélysége: -1szint, 4,5 m Rendezett terepszint feletti szintek száma és épületmagasság: 6 szint, 22,0 m Munkagödör tükörszintje: -5,3 m 8. Tervezett szerkezet: monolit vasbeton szerkezetű irodaház 9. Előzetes elképzelés az alapozásra: alapozási sík: -5,3 m 10. Az alapozásra jutó becsült terhelés tervezési értéke: sáv: - kn/m pillér: - kn lemez: 110 kn/m 2 11. Szárazsági követelmények: teljes alapozási mód: lemezalapozás 12. Feltárás módja és mélysége: geotechnikus megítélése szerint. 13. Süllyedési kritériumok: süllyedéskritériumok az MSZ EN 1997-1:2006 NA1. táblázat szerint. Süllyedésszámítás szükséges: igen 14. Építmény fontossági osztálya (földrengés szerint): II. (MSZ EN 1998-1:2008) 15. Egyéb igény (dinamikus hatás, földnyomás, szomszédos épület stb.): - 16. Mellékletek: Alaprajz Metszetek Dátum: 2011. szeptember 30. Megrendelő: Magyar Mérnöki Kamara Tartószerkezeti Tagozat Magasépítési Bizottság Alapadat szolgáltatás
3.3. fejezet 292 1. MEGBÍZÁS Talajvizsgálati jelentés Tárgyi talajvizsgálati jelentés a Magyar Mérnöki Kamara Tartószerkezeti Tagozat Magasépítési Bizottságának megrendelése alapján készült. Az elfogadott Műszaki tartalomnak megfelelően elkészítettük az MSZ EN 1997-1 és MSZ EN 1997-2 követelményeinek megfelelő Talajvizsgálati Jelentést. 2. A VIZSGÁLAT TÁRGYA ÉS CÉLJA A tervezett épület alápincézett, földszint + 5 emeletes monolit vasbeton szerkezetű, használati funkciója alapján irodaház, amely közelítőleg 55*21 m méretű. Jelen talajvizsgálati jelentés célja, hogy talajfeltárás és laboratóriumi vizsgálatok alapján meghatározza a tervezési terület geotechnikai adottságait és geotechnikai adatokat adjon az épület alapozása tervezőinek. 3. TERVEZÉSI ADATOK; MEGRENDELŐI ADATSZOL- GÁLTATÁS A talajvizsgálati jelentés elkészítéséhez a Megrendelő alábbi adatokat bocsátotta rendelkezésünkre: Alaprajz Metszet Szerkezeti adatok: Monolit vasbeton pillérváz (6,0x6,0-7,5-5,4 m-es raszterekkel) Monolit vasbeton merevítő falak Terhelési adatok tervezési értéke: sáv: - kn/m pillér: - kn lemez: 110 kn/m 2 Tervezett szint-adatok: ± 0,00 szint 100,00 Bm -1 szint 95,50 Bm Munkagödör tükörszint 94,70 Bm (előirányzat) 4. A VIZSGÁLATBAN RÉSZTVETŐK Megrendelő kapcsolattartói: Balogh Béla A geotechnikai generáltervezői feladatokat ellátó szervezet kapcsolattartó: Bak Edina A talajfeltárási munkákat végző alvállalkozó:. A talajmechanikai laboratóriumi vizsgálatokban résztvevők:. A talajvíz akkreditált vízanalitikai vizsgálatát végző alvállalkozó:. A Talajvizsgálati jelentés további tartalma (a.d.5.-a.d.13) 3.2. fejezetben ismertetekkel teljes mértékben azonos. (Lásd: 199-215. oldal) Talajvizsgálati jelentés
3.3. fejezet 293 1. FELHASZNÁLT ALAPADATOK A tervezett épület alápincézett, földszint + 5 emeletes. Használati funkciója alapján irodaház. Tervezett szerkezete, monolit vasbeton pillérváz szerkezet, monolit vasbeton merevítő falakkal merevítve. A födémszerkezetek pontokon megtámasztott síklemez födémek. Az alátámasztó pillérek tengelytávolsága hosszanti irányban 6,0m, kereszt irányban 6,0m- 7,5m-5,4m, kiegészülve, 1,7m-es konzolos kinyúlású födémszakasszal, a földszinttől fölfelé. A födémlemezek tervezett vastagsága a pince felett 24cm, a többi szinten 22cm. A födémszerkezetek alul felül sík lemez szerkezetek. A födémeket támasztó pillérszerkezetek a pinceszinten 45x45cm-es keresztmetszettel készülnek, a földszinttől fölfelé a pillérek tervezett mérete 40*40cm. A homlokzati pillérek, szintén 40x40cm-es keresztmetszetűek, külső síkjuk a homlokzati peremgerendák külső síkjával színel. Az épületvázat, monolit vasbeton falak merevítik. A vasbeton falak minden esetben két vasbeton pillér között helyezkednek el, a körítő pincefalak vonalában, és az épület tengelyében elhelyezkedő lépcsőház két oldalán. Az alapozás 70 cm vastag monolit vasbeton lemezalap. A pincei határoló falak és merevítő falak vastagsága 30 cm. A pincében raktárak és gépészeti helyiségek vannak. A példában a lift- és egyéb süllyesztékektől, zsompoktól, szintugrásoktól eltekintünk. Az alaplemez és a pincei körítő falak weiße Wanne technológiával, külön felhordott szigetelés nélkül, vízátnemeresztő betonból készülnek. Jelen feladatban csak az alaplemezzel foglalkozunk, a falakat, pilléreket nem vizsgáljuk. Nem foglalkozunk a földrengés hatásaival sem. 1 2 3 4 A B C D E F G H I J 600 IRODA KÖZLEKEDÕ 600 600 600 600 600 600 600 600 40 560 40 560 40 560 40 560 40 560 40 560 40 560 40 560 40 560 40 IRODA 5440 1. ábra: Általános emeleti alaprajz 150 1890 40 560 40 710 40 460 40 150 750 500 170 600 20 2040
3.3. fejezet 294 4 +21.390 +18.000 +14.500 +11.000 +7.500 +4.000 ±0.000-4.610 3 2060 10 20 600 750 500 170 10 40 560 40 710 40 460 40 30 568 45 705 45 467 30 2 2. ábra: Általános metszet 2. TALAJVIZSGÁLATI JELENTÉS- GEOTECHNIKAI ADOTTSÁGOK A Talajvizsgálati jelentést Bak Edina készítette, 2011.10.10., készítéséhez az adategyeztető lap adatait és mellékleteit vette figyelembe. A Talajvizsgálati jelentés a jelen számítás melléklete. (jelen példatárban az időrendiségnek megfelelően az adategyeztető lap után és ezen számítást megelőzően található). A tervezett szerkezet a Talajvizsgálati jelentés elkészítését követően nem változott. A létesítmény szerkezeti kialakítása, a munkatér mélysége, a feltárt talajrétegződés ismeretében 1 22 328 22 328 22 328 22 328 22 328 22 378 24 426 70 400 350 350 350 350 350 450 70 2211
3.3. fejezet 295 az MSZ EN 1997-1:2006 szerint a 2. geotechnikai kategóriába sorolható (tervezővel egyeztetetten). A Talajvizsgálati jelentés alapján a tervezési terület talajrétegződése, talajvíz viszonyai: A talajrétegződése egyenletes a jelenlegi terepfelszínt alatt 1,6-3,1 m között változó vastagságú feltöltés alkotja, amely túlnyomóan homok anyagú, de egyes szintjein iszapos, kavicsszórványos, mészkőtörmelékes. A feltöltés alatt a terepszinttől számított 5,6-7,4 m mélységig eredeti településű agyagos iszap (clsi) réteg helyezkedik el. A rétegbe homokerek ékelődött be, amelyek a homoktartalom lokális feldúsulásának eredményeként települtek. A 2.F jelű fúrásban az agyagos iszap réteg alatt 1,8 m vastagságban iszapos homok (sisa) réteget tárt fel a fúrás. A fiatal öntéstalajok alatt feltárt terasz-üledéket kavicsos homok (grsa) és homokos kavics (sagr) képviseli. A középső miocén fekü képződmény szürke agyag (Cl) kifejlődésű összletének felszínét a fúrások 11,9-12,7 m közötti terepszint alatti mélységben érték el. Vízzáró, egyes szintjeiben mérsékelten vízvezető erősen homokos agyag. A Talajvizsgálati jelentés alapján a 2011. 09. 15-16. közötti időszakban készült fúrásokban a talajvíz nyugalmi szintje 5,28-6,25 m közötti terepszint alatt mélységben, 94,74 93,75 Bm. szintek között jelentkezett. Becsült maximális talajvízszint: A mértékadó talajvízszint: 97,5 Bm. 98,0 Bm. Az MSZ EN 206-1 szerint a talajvíz az XA1 enyhén agresszív kitéti (környezeti) osztályba sorolható (SO 4 2-200 és 600 mg/ dm 3 ). 3. ALKALMAZOTT SZABVÁNYOK, IRODALOM, SZOFTVEREK MSZ EN 1990:2002/A1:2008 Eurocode: A tartószerkezetek tervezésének alapjai MSZ EN 1990:2005 Eurocode: A tartószerkezetek tervezésének alapjai MSZ EN 1991-1-1:2005 Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-1. rész: Általános hatások. Sűrűség, önsúly és az épületek hasznos terhei MSZ EN 1991-1-2:2005 Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-2. rész: Általános hatások. A tűznek kitett szerkezeteket érő hatások MSZ EN 1991-1-3:2005 Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-3. rész: Általános hatások. Hóteher MSZ EN 1991-1-4:2007 Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-4. rész: Általános hatások. Szélhatás MSZ EN 1992-1-1:2010 Eurocode 2: Betonszerkezetek tervezése. 1-1. rész: Általános és az épületekre vonatkozó szabályok MSZ EN 1992-1-2:2005 Eurocode 2: Betonszerkezetek tervezése. 1-2. rész: Általános szabályok. Tervezés tűzterhelésre MSZ EN 1992-2:2009 Eurocode 2: Betonszerkezetek tervezése. 2. rész: Betonhidak. Tervezési és szerkesztési szabályok MSZ EN 1997-1:2006 Eurocode 7: Geotechnikai tervezés. 1. rész: Általános szabályok
3.3. fejezet 296 MSZ EN 1997-2:2008 Eurocode 7: Geotechnikai tervezés. 2. rész: Geotechnikai vizsgálatok Deák György Erdélyi Tamás Fernezelyi Sándor Kollár László Visnovitz György: Terhek és hatások. Tervezés az Eurocode alapján, Springer Media Magyarország Kft., Budapest, 2006. Deák György Draskóczy András Dulácska Endre Kollár László Visnovitz György: Vasbetonszerkezetek. Tervezés az Eurocode alapján, Springer Media Magyarország Kft., Budapest, 2007. Szepesházi Róbert: Geotechnikai tervezés. Tervezés az Eurocode 7 és a kapcsolódó európai geotechnikai szabványok alapján, Business Média Magyarország Kft., Budapest, 2008 Zement-Merkblatt Hochbau H10: Wasserundurchlässige Betonbauwerke A végeselem számítások AxisVM programmal készültek. A süllyedésszámítás az AxisVM alaptest méretező moduljával készült. 4. ALKALMAZOTT ANYAGOK A szerkezet 3,31 m vízoszlop nyomásának kitett a mértékadó talajvíz szintjének alapján. A talajvíz a talajvizsgálati jelentés szerint három fúrás közül kettőben 223 239 mg/l SO 4 2- szulfát tartalmú. Így az MSZ EN 4798-1:2004 1. és 2. táblázata alapján a beton XC4, XA1, a NAD 4.1 táblázat alapján pedig XV3(H) kitéti osztályba tartozik. A szabvány F1 és NAD F1 táblázata alapján az alkalmazott betonminőség C30/37. Ugyanezen szabvány NAD I1. táblázata alapján a szükséges betontakarás: c nom =c min +Δc dev =4,5+1,5=6 cm (a betonfedésbe erősítő műanyag hálót kell szerelni) A példában a fenti betonfedéssel számoltunk. A NAD I1. táblázata azonban csak tájékoztatás, attól megalapozott megfontolásokkal el lehet térni, csökkenteni lehet. Az MSZ EN 1992-1-1 4. pontja ugyanis nem tartalmaz kötelező előírásokat az XA1-XA3 és az XV3(H) kitéti osztály betonfedésére vonatkozóan, hanem az NA3.1.2. szerint a c min,dur értékét a környezet agresszivitásának mértéke alapján egyedileg is fel lehet venni. Az épület szerkezeti osztályát a 4.3.N táblázat alapján az 50 év tervezési élettartam S4 kiindulási értékre felvéve, és azt a felületszerkezeti jelleget figyelembe véve S3-ra csökkentve a 4.4.N táblázat alapján XC4 kitéti osztályra c min =2,5 cm adódik. Ehhez hozzáadva a 4.4.1.3.(1) szerinti Δc dev =1 cm-t, c nom =3,5 cm adódik. Mivel nem az összes fúrásban volt észlelhető az agresszivitás, valamint a mért értékek is az agresszivitási kategória alsó tizedében vannak, 0,5 cm betontakarás növeléssel, c nom =4 cm betontakarással megfelelő tartósságot érhetünk el. Ezzel együtt az erősítő háló kivitelezést nehezítő alkalmazása is elkerülhető. A betonacél B60.50. 5. GEOMETRIAI ELRENDEZÉS 0,00=100,0 mbf Az alaplemez befoglaló mérete raszter méret+2x20 cm mérettel, 54,40x19,8 m-rel lett modellezve. A lemezvastagság 70 cm. A lemez alatt 10 cm szerelőbeton készül.
3.3. fejezet 297 3. ábra: Alaprajzi elrendezés 4. ábra: Alapozási sík az A-A rétegszelvényben
3.3. fejezet 298 5. ábra: Alapozási sík a B-B rétegszelvényben 6. ALAPOZÁSRA JUTÓ TERHELÉSEK A szerkezetről a felszerkezet tervezése során az alaplemezt is tartalmazó térbeli modell készült. Így a pilléreken és a falakon lejövő terhek terhelési esetenként, karakterisztikus értékként meghatározhatók. Az állandó teher tartalmazza a szerkezet önsúlyát a pincepadló felett, valamint a burkolatok, a függesztett gépészeti terhek és a válaszfalak önsúlyát a pince feletti födémtől kezdve. A hasznos teher a térbeli modellbe szintenként a teljes felületet leterhelve volt beadva, ezt a teherelrendezést vettük figyelembe az alaplemeznél is. Amennyiben a pilléreket mértékadó teherelrendezéssel leterhelnénk ezeknél a pillér- és falterheknél nagyobb érték is kiadódik. Ezeket azonban elhanyagoljuk, mert: Az alaplemezre nem hat nagyobb teher, mint a teljes hasznos teher. Az állandó teher hasznos teher arány ennél az épületnél a felszerkezetből számítva 77 23 %, amely az alaplemezzel együtt még inkább eltolódik az állandó teher javára, tehát a hasznos teher lokális növekedése kis mértékben jelentkezik a teljes terhelésben. A hasznos teher az MSZ EN 1991-1 6.3.1.2 (11) alapján csökkenthető lenne, ez a tényező jelen esetben α n =0,8. Így növelő és a csökkentő hatás a biztonság oldalán maradva kiegyenlíti egymást. A hóteher meghatározása egy teheresetből történt.
3.3. fejezet 299 A szélteher és az imperfekciók a térbeli modellre több teheresetben voltak feltéve. Ezeknek a terheknek a vízszintes összetevőit elhanyagoltuk, mert: A pincefalak megtámasztó hatása miatt az alaplemezre nem jut vízszintes erő. A maximális hatást okozó szélteherből, ill. imperfekciós teherből keletkező, az állandó teherhez viszonyított külpontosság a föld megtámasztó hatása nélkül is csak 24 cm a szélteher esetén és 3 cm az imperfekciók esetén. A fentiek miatt az egyes pillérekre, ill. falszakaszokra a különféle szél és imperfekciós teheresetekből mindig a maximális lefelé ható függőleges terhelést vettük figyelembe. pillér (kn) A/1 B/1 C/1 D/1 E/1 F/1 G/1 H/1 I/1 J/1 állandó 0 89 82 86 39 21 93 100 105 0 hasznos 0 25 25 27 11 8 28 27 27 0 hó 0 2 2 2 1 0 2 2 2 0 szél 4 7 3 3 25 4 2 5 7 4 imperfekció 1 2 1 1 6 3 1 4 5 1 pillér (kn) A/2 B/2 C/2 D/2 E/2 F/2 G/2 H/2 I/2 J/2 állandó 115 2 142 2 216 2 093 1 079 1 110 2 091 2 122 2 172 106 hasznos 28 763 808 760 348 352 755 767 765 24 hó 2 39 41 37 15 16 37 38 39 1 szél 8 10 18 24 180 178 19 17 26 8 imperfekció 2 5 0 6 46 46 6 7 6 2 pillér (kn) A/3 B/3 C/3 D/3 E/3 F/3 G/3 H/3 I/3 J/3 állandó 103 2 516 2 323 2 299 2 419 2 438 2 470 2 507 2 374 111 hasznos 23 880 829 823 1 051 1 060 891 900 828 21 hó 1 46 42 41 42 43 45 47 43 1 szél 8 22 25 24 20 21 22 21 12 9 imperfekció 2 2 5 4 5 5 1 0 5 2 pillér (kn) A/4 B/4 C/4 D/4 E/4 F/4 G/4 H/4 I/4 J/4 állandó 0 101 104 108 97 93 90 90 98 82 hasznos 0 21 23 24 24 24 21 20 21 0 hó 0 1 1 1 1 1 1 1 1 0 szél 3 4 7 6 3 2 1 0 7 4 imperfekció 1 2 5 5 2 1 0 0 2 1 fal (kn/m) 1/A-E 1/E-F 1/F-J 4/A-C 4/C-D 4/D-J A/1-2 A/2-4 J/1-3 J/3-4 állandó 186 253 242 239 262 236 247 242 247 268 hasznos 55 68 61 51 59 55 60 55 56 53 hó 3 4 4 3 3 3 4 3 3 3 szél 14 10 17 11 5 10 16 13 14 16 imperfekció 4 4 5 5 3 4 4 3 4 4 falhossz (m) 42 6 6 12 6 36 5 13,5 12,5 6 A terhelések parciális tényezői: fal (kn/m) E/1-2 F/1-2 lift/1 lift/e lift/f állandó 391 396 196 254 324 hasznos 134 135 54 77 89 hó 6 6 2 3 4 szél 29 27 10 15 21 imperfekció 9 7 4 9 15 falhossz (m) 5 5 2,4 2,3 2,3 y 0 y 1 y 2 alaplemez - - - állandó - - - hasznos 0,7 0,5 0,3 hó 0,5 0,2 0,0 szél 0,6 0,5 0,0 imperfekció 1,0 1,0 0,0
3.3. fejezet 300 A talajvíz esetleges teherként, g Q =1,35 parciális tényezővel és y 0 =y 1 =y 2 =1,0 értékkel kerül be a számításba. 6. ábra: Hasznos teher Valamennyi terhet a fenti ábrán látható módon, vagyis a falterhet vonal menti teherként, a pillérterhet pontszerű teherként raktunk rá. Egy másik lehetőség lenne, hogy ezeket a terheket a lemez középvonaláig 45 szétterjedés figyelembe vételével felületen megoszló teherként hordanánk fel. Ekkor nem kapnánk kiugró nyomatéki és vasalási csúcsokat, de a terhek megadása több időbe kerülne. 7. ALKALMAZOTT KARAKTERISZTIKUS GEOTECHNI- KAI PARAMÉTEREK A talajfizikai jellemzőknek (geotechnikai paramétereknek) az alapok méretezéséhez szükséges karakterisztikus értékeit, a geotechnikus adatszolgáltatása tartalmazza. (Az Eurocode elveinek megfelelően a talajvizsgálati jelentés nem tartalmaz(hat) javaslatokat és a geotechnikai paraméterek karakterisztikus értékét is külön kell megállapítani (az épület szerkezete, terhelési viszonyai és az összes alapozást befolyásoló körülmény ismeretében), így a tartószerkezeti tervező kérésére - ha azt szükségesnek ítéli - egy külön dokumentum (pl. jegyzőkönyv, adatszolgáltatás, stb.) készülhet a geotechnikai tervező által). A geotechnikus adatszolgáltatása alapján a rétegek talajfizikai jellemzőinek karakterisztikus értékei az alábbiak, amelyek a laboratóriumi és terepi vizsgálatok eredményire, illetve az ezekből származtatott értékekre, valamint a tervezett alapozási módra tekintettel kerültek megállapításra: Feltöltés térfogatsűrűség [γ k ] 1,70 t/m 3 súrlódási szög [ k ] 23 kohézió [c k ] 0 összenyomódási modulus [Es] 5,0 MN/m 2
3.3. fejezet 301 Agyagos iszap (clsi), Iszapos homok (sisa) térfogatsűrűség [γ k ] 2,0 t/m 3 súrlódási szög [ k ] 13 kohézió [c k ] 30 kn/m 2 összenyomódási modulus [Es] 9,0 MN/m 2 Kavicsos homok (grsa) térfogatsűrűség [γ k ] 1,10 t/m 3 (talajvíz alatt) súrlódási szög [ k ] 33 kohézió [c k ] 0 kn/m 2 összenyomódási modulus [Es] 41 MN/m 2 Homokos kavics (sagr) térfogatsűrűség [γ k ] 1,10 t/m 3 (talajvíz alatt) súrlódási szög [ k ] 35 kohézió [c k ] 0 kn/m 2 összenyomódási modulus [Es] 55 MN/m 2 Agyag (Cl) (felső átlagos 2 méteres zóna) térfogatsűrűség [γ k ] 2,0 t/m 3 súrlódási szög [ k ] 19 kohézió [c k ] 60 kn/m 2 összenyomódási modulus [Es] 10,5 MN/m 2 Agyag (Cl) ( merev, kemény zónája) térfogatsűrűség [γ k ] 2,0 t/m 3 súrlódási szög [ k ] 21 kohézió [c k ] 80 kn/m 2 összenyomódási modulus [Es] 65 MN/m 2 rétegvastagság felső sík (mbf) (m) szint r (kn/m 3 ) f ( ) c (kn/m 2 ) E (N/mm 2 ) homok feltöltés 100,00 2,05 0,00 17,0 23,0 0,0 5,0 Agyagos iszap (clsi) 97,95 4,15-2,05 20,0 13,0 30,0 9,0 iszapos homok (sisa) 93,80 1,20-6,20 20,0 13,0 30,0 9,0 kavicsos homok (grsa) 92,60 3,10-7,40 11,0 33,0 0,0 41,0 homokos kavics (sagr) 89,50 1,40-10,50 11,0 35,0 0,0 55,0 agyag (Cl) 88,10 2,00-11,90 20,0 19,0 60,0 10,5 agyag (Cl) 86,10-13,90 20,0 21,0 80,0 65,0 A rétegvastagságokat a talajvizsgálati jelentés két metszetéből szerkesztettük a lemez közepe alatt. A becsült maximális talajvízszint 97,5 mbf, a mértékadó ennél 50 cm-rel magasabban, 98,0 mbf van. Ez az alaplemez alsó síkján 3,31 m vízoszlopnyomást jelent. 2- A talajvíz a talajvizsgálati jelentés szerint három fúrás közül kettőben 223 239 mg/l SO 4 szulfát iont tartalmaz, így az MSZ 4798-1:2004 2. táblázata alapján XA1 kitéti osztályba sorolható.
3.3. fejezet 302 8. AZ ÁGYAZÁSI TÉNYEZŐ MEGHATÁROZÁSA Az ágyazási tényező meghatározására a tervezési feladatok során a feladatok jellegétől függően eltérő módszerekkel lehetséges, a megfelelő számítási módszer kiválasztása azonban nem mindig egyértelmű. Jelen feladat megoldásában a hazai gyakorlatban is elterjedt végeselemes program került használásra a számítások során (AxisVM). A modell kialakításának egyik legjelentősebb feladata a talaj modellezése. Az egyszerűbb modellekben a talajt síkbeli tartóként, egymástól független, szorosan fekvő, azonos vagy esetleg változó állandójú rugókkal helyettesítjük. E módszer fő hiányossága, hogy az ágyazat különböző pontjaiban ható talajreakciók kölcsönhatásait figyelmen kívül hagyja. Ennek megoldására a feltételezett talajrugók között kapcsolatokat lehet beiktatni. Így két független paraméterrel, az ágyazási tényezővel és a kapcsolatoknál fellépő rugalmas állandóval jellemezhetjük a talaj viselkedését. Úgy tekinthető, mintha a rugók egy vékony rugalmas membránnal lennének összekötve. A mérnöki gyakorlatban az eljárás bonyolultsága és a számításhoz szükséges membránjellemzők bizonytalan meghatározása miatt általában egyparaméteres, egyszerű rugalmas ágyazású modellt használnak. A rugalmas ágyazású szerkezetek alapeleme a rugalmasan ágyazott gerenda, térbeli vizsgálat esetén a rugalmasan ágyazott lemez. A rugalmas ágyazást alapul vevő számításoknál igen fontos az ágyazási tényező helyes meghatározása. Az ágyazási tényező a talaj fizikai tulajdonságaitól függ elsősorban, de hangsúlyozni kell, hogy nem tekinthető talajjellemzőnek. Értéke nemcsak a talaj minőségétől és mechanikai tulajdonságaitól, hanem a terheléstől, az alaplemez méreteitől és az alap alatt összenyomódó talajrétegek vastagságától is függ. A számítási módszerek közül a pontos, illetve pontosított süllyedésszámítás alkalmazása javasolt. Ekkor kiindulásként egy q 1 talpfeszültség eloszlást veszünk fel a terhek eloszlása alapján. Steinbrenner módszerével az alap alatti talajfeszültségek számíthatóak, s meghatározható az m 01 határmélység. A határmélységig összegzett részleges alakváltozások adják s 1 süllyedést, amivel az első C 1 = q 1 /s 1 ágyazási tényezőket számítjuk. A talaj szerkezet kölcsönhatás analízisét C 1 ágyazási tényezővel elvégezve q 2 talpfeszültség eloszlást számítjuk, majd evvel a korrigált talpfeszültséggel az előbbiek szerint újraszámítjuk a süllyedést, majd az ágyazási tényezőt. Ezt az eljárást addig ismételjük, amíg a kiindulási és az újraszámított talpfeszültség közel azonos nem lesz (q i+1 = q i ). A számítások nagy méretű lemez esetében csak interaktív módon lehetséges, folyamatos adatszolgáltatás szükséges a tervezők között, mivel az ágyazási együttható a talpfeszültség és az abból számított süllyedés hányadosaként értelmezhető és ezek egymás függvényei, és eloszlásuk semmiképpen sem egyenletes (értékük nem állandó). A lemezalap süllyedésének megbízható számítása közismerten nehéz feladat; pontossága kétes. A talaj összenyomódásának rugalmasságtani alapon való meghatározása csak erős közelítés lehet, és az elméleti összefüggések csupán megszorítások mellett érvényesek. A bizonytalan feltevések mellett hibák adódnak a talaj heterogén voltából, a mintavételezésből, a laboratóriumi vizsgálatokból. A süllyedések veszélyességének foka függ: a süllyedések nagyságától és egyenlőtlenségétől, az épületszerkezet érzékenységétől, a süllyedés időbeli kialakulásától.
3.3. fejezet 303 A derékszögű négyszög alaprajzú alaptestek alatt keletkező feszültségek számítására többféle elméletet is használ a nemzetközi szakmai gyakorlat. E számítások eredményei szerint - egyenletes terhelés esetén - a középpont süllyedése a legnagyobb, az oldalvonalak közepén már kisebb, és sarokpontoké a legkisebb. A "féltér" felszínének ilyen meggörbülését csak végtelen hajlékony alapok követhetnék; a végtelen merev alapok viszont megtartják eredeti alakjukat, átlagos süllyedésük pedig az említett süllyedéseknek valamilyen súlyozott átlaga lesz. Bizonyos pontokban tehát ugyanakkora ez az átlagos süllyedés, mint a végtelen hajlékony alap besüllyedése. Ha a feszültségeket eleve valamelyik karakterisztikus pont alatt számítjuk ki, és a süllyedésszámításhoz ezt használjuk fel, akkor az így nyert süllyedési érték egyaránt tekinthető a hajlékony és a merev alap alatti átlagos süllyedésnek is. (A karakterisztikus pontra vonatkoztatott átlagos süllyedés független az alap merevségének mértékétől.) A süllyedésszámítás során figyelembe kell venni, hogy a bizonyos mélységben lévő alapsík feletti talaj az önsúlya hatására már komprimálta az alatta lévő rétegeket; vagyis a kiemelésre kerülő felszín alatti talaj önsúlyával csökkenthető - süllyedésszámításkor - a talpfeszültség. Ez egy 2-3 szintes mélygarázs esetében már jelentős érték (sok esetben az épület átlagos karakterisztikus terhelése kisebb, mint a kitermelendő földtömeg súlya). A talpfeszültségeloszlást az épület merevsége, illetve a lemez merevsége-hajlékonysága is befolyásolja. A Winklertől származó ágyazási tényező segítségével való méretezés feltételezi, hogy az alaptest alatt egy (x, y) helyen a (x, y) talpfeszültségek és a talajösszenyomódások között lineáris kapcsolat írható fel: x, y C s x, y. Az ágyazási tényezőt a összefüggés alapján lehet meghatározni, ahol: - a talpfeszültség, s - a lemez süllyedése. C a Magából a képletből következik, hogy az ágyazási tényező nem állandó, hanem - egyebek között - a terhelésnek is függvénye. Egyenletesen terhelt lemezek alatt pl. középen adódik a legnagyobb süllyedés, így a C a = /s összefüggés értelmében a széleken nagyobbnak kell lennie a C a értékeinek, mint középen. Meghatározásához ismerni kell tehát a talpfeszültségek és a süllyedések nagyságát a terhelő felület különböző pontjaiban. Jelen példában egy 5,31 m takarású, 18,90x54,40 alapterületű, 0,7 m vastag lemez méretezését kell megoldanunk. A kvázi állandó terhekből meghatározásra került a lemez alján számított átlagos talpfeszültség, mely 112,4 kpa. A méretezés során a vb. lemez helyén kitermelt feltöltés súlyát is figyelembe vettük. A határmélységet Jegorov elmélete szerint B/2- nél húztuk meg (Jegorov szerint egy min. 10 méter széles, döntően kötött talajokon álló lemez esetén a határmélység 2/3B-re vehető, míg szemcsés talajok esetén B/2-re). a s Az átlagos talpfeszültségből Kany módszerével kézi számítással is meghatároztuk a karakterisztikus pont alatti feszültségeloszlást, melynek során a kitermelt talaj súlyát is figyelembe vettük.
3.3. fejezet 304 A határmélység 18,9/2=9,45 m A süllyedés a határmélységig számolt feszültségi ábra terület és az összenyomódási modulus karakterisztikus értéke hányadosaként számítható rétegenként: s átl =12,5 mm Az ágyazási tényező meghatározásához egy süllyedésszámítást végeztünk az AxisVM alaptest méretező moduljával is. Egy 5,31 m takarású, 18,90x54,40 alapterületű, 0,7 m vastag alaptest süllyedését számítottuk ki a terhek karakterisztikus kombinációjából. A karakterisztikus kombináció G állandó +Q hasznos volt, amihez a program - mivel a kombináció SLS típusú volt - az alaplemez súlyának karakterisztikus értékét adja hozzá. A karakterisztikus érték képzésénél nem vettük figyelembe a szél, a hó és az imperfekció hatását, mivel ezek értéke viszonylag kicsi, és a 2.5. szerint nem is egy teherállásból származnak. Jelen számításban nem vettük figyelembe az alaplemezen ható hasznos terhet, de a gyakorlatban számolni kell vele, bár a teljes terheléshez képest csak kis százalékot jelent. A ható függőleges erő karakterisztikus értéke így 115906 kn. Az alaptest alatti átlagos feszültség: σ=115906/(18,9*54,4)=112,4 kn/m 2. Az Axis az alapozási síkon ható terhelést (beleértve az alaptest súlyát, valamint a visszatöltés súlyát, mely a programban jelen esetben 0-ra lett állítva) csökkenti a kiemelt talaj súlyával. Az így kapott feszültségből a központosan nyomott alaptest közepe alatt Boussinesq- Steinbrenner nyomán számítja z mélységben a terhelésből származó feszültségeket. Az eltérő vastagságú, sűrűségű és összenyomódási modulusú rétegeket helyettesítő rétegvastagságok segítségével homogenizálja, majd a rétegeket 10 cm-enként további rétegekre bontja. Ezeknek a rétegeknek az összenyomódásit számítja a réteg alján és a tetején számított terhelésből származó többletfeszültség hatására, majd ezeknek az értékeit összegzi az adott rétegig, vagy a határmélységig. A határmélység irodalmi adatok alapján nagy kiterjedésű alaptest esetén az alaptest szélességének felére vehető. Az itt kapott süllyedés: s 9,45 m =14,2 mm 7. ábra: Süllyedés számítás Axissal Az ebből számított ágyazási tényező: C=σ/s=112,4/0,0142=7915 kn/m 3 7900 kn/m 3
3.3. fejezet 305 Állandó ágyazási tényezőből egyenletes talpfeszültség esetén egyenletes süllyedés adódna az alaplemez alatt. A valóságban azonban ebben az esetben is az alaplemez a közepén a feszültséghalmozódás miatt jobban süllyed. Ezért a szélső negyedekben C szélső =1,6*c átlag =1,6*7900=12640 kn/m 3 a belső területen pedig C belső =0,8*c átlag =0,8*7900=6320 kn/m 3 értékkel számolunk. 8. ábra: Az ágyazási tényező alkalmazása Az így felvett ágyazási tényezőkkel a lemezalap alatt a 9. ábra szerinti süllyedések adódnak a 112,4 kn/m2 egyenletes terhelés hatására. 9. ábra: Süllyedés egyenletes 112,4 kn/m 2 esetén
3.3. fejezet 306 Nagyméretű lemezek esetén indokolt lehet a korábbikban ismertetett (8.pontban) pontos, illetve pontosított süllyedésszámítás alkalmazása, a különböző terhelésű lemeztartományok pontosabb méretezése érdekében, a pillérekkel együttdolgozó lemezmezők és a terheletlen lemezmezők közötti alakváltozás különbségek vizsgálata, szükség esetén a lemez részterületeire vonatkozó ágyazási tényezők felülvizsgálata. 9. AZ ALAPLEMEZ VASALÁSÁNAK MEGHATÁROZÁSA (STR) 9.1. Alapháló meghatározása Mivel az épület külön szigetelés nélkül, weiße Wanne technológiával készül, a repedéstágasság korlátozásának kritériumait a Zement-Merkblatt Hochbau H10: Wasserundurchlässige Betonbauwerke alapján vesszük figyelembe. A 3. táblázat alapján a vízoszlop magasság/szerkezeti vastagság arány i=h víz /d szerkezet =3,31/0,7=4,73<10 Így a repedéstágasság határértéke 0,2 mm. Az alapháló meghatározása az MSZ EN 1992-1-1:2010 (7.1) összefüggése alapján A s,min =k c *k*f ct,eff *A ct /σ s kc=1,0 (tiszta húzás) k=0,66 (interpolálással) f ct,eff =f ct,m =2,9 N/mm 2 A ct =70*100/2=3500 cm 2 σ s =500 N/mm 2 A s,min =1*0,66*0,29*3500/50=13,4 cm 2 /m Alkalmazva: Ø14/10/10 alapháló alul-felül (A s =15,39 cm 2 /m) A szükséges vasalások ábráiban a Ø14/10 vasaláson felül az alábbi szintvonalakat tüntettük fel: Ø14/10+Ø10/10=23,24 cm 2 /m Ø14/10+Ø12/10=26,70 cm 2 /m Ø14/10+Ø14/10=30,78 cm 2 /m A belső oldal kitéti osztálya XC1, a külső oldal kitéti osztálya XC2, XA1. Így a szükséges betontakarás a belső oldalon c nom =c min +Δc dev =10+10=20 mm a külső oldalon c nom =c min +Δc dev =45+15=60 mm A 60 mm-es betonfedésbe erősítő műanyag hálót kell szerelni.
3.3. fejezet 307 9.2. Szükséges vasalások 10. ábra: Alsó x irányú szükséges vasalás 11. ábra: Alsó y irányú szükséges vasalás 12. ábra: Felső x irányú szükséges vasalás
3.3. fejezet 308 9.3. F/3 tengelyi alsó vasalás 13. ábra: Felső y irányú szükséges vasalás Ebben a feladatban részletesen vizsgálni csak az F/3 tengelyben levő vasalásokat fogjuk. Mivel a pillérekről lejövő terheléseket pontszerűen raktuk rá az alaplemezre, nyomatéki csúcsok keletkeztek, amiket ki kell egyenlíteni. A kiegyenlítést a DIN 1045 gombafejekre vonatkozó előírásai alapján végezzük, vagyis a pillér fölött 2*0,1*L és ennek a sávnak a két oldalán egy-egy 0,1*L sávban a nyomatékok, ill. a szükséges vasalások átlagát számítjuk. A sávszélességek az alábbiak: 0,1*6,0=60 cm (y iránnyal párhuzamosan) 0,1*6,0=60 cm (x iránnyal párhuzamosan a fal felőli oldalon) 0,1*7,5=75 cm (x iránnyal párhuzamosan az épület belső oldalán) 14. ábra: F/3 pillér alsó x irányú szükséges vasalás
3.3. fejezet 309 15. ábra: F/3 pillér alsó y irányú szükséges vasalás 16. ábra: F/3 pillér alsó x irányú szükséges vasalás metszete 17. ábra: F/3 pillér alsó y irányú szükséges vasalás metszete
3.3. fejezet 310 Az alkalmazandó vasalások a metszetek alapján: y irányban (a vasak hossza 2,50 m) a pillérre szimmetrikus 1,20 m széles sávban Ø14/10+Ø14/5=46,17 cm 2 /m > 40,84 cm 2 /m ettől a sávtól kifelé 60-60 cm széles sávban Ø14/10+Ø14/7,5=35,92 cm 2 /m > 23,47 cm 2 /m ettől a sávtól kifelé 60-60 cm széles sávban Ø14/10+Ø10/10=23,74 cm 2 /m > 15,74 cm 2 /m x irányban (a vasak hossza 4,00 m) a pillérre aszimmetrikus 75+60 cm széles sávban Ø14/10+Ø14/5=46,17 cm 2 /m > 36,29 cm 2 /m ettől a sávtól kifelé 75 ill. 60 cm széles sávban Ø14/10+Ø14/10=30,78 cm 2 /m > 20,68 cm 2 /m A repedéstágasság igazolását az alkalmazott vasalással a terhelések gyakori kombinációjára kell elvégezni az MSZ EN 1992-1-:2010 NA6.2. pontja alapján. Az alkalmazott vasalásokkal a repedéstágasság a pillér keresztmetszetén kívül 0,2 mm Megfelel. 18. ábra: F/3 pillér alatti repedéstágasságok
3.3. fejezet 311 9.4. I J közötti x irányú felső vasalás Ebben a feladatban részletesen vizsgálni csak az I J tengelyek közötti x irányú felső vasalásokat fogjuk. 19. ábra: Felső repedéstágasságok az alaphálóval 20. ábra: Felső repedéstágasságok az alaphálóval+ø14/20 21. ábra: Felső repedéstágasságok az alaphálóval+ø14/20+ø14/20
3.3. fejezet 312 Látható, hogy a Ø14/10/10 alapháló plusz a két elrendezésben alkalmazott Ø14/20 pótvasalás 0,16 mm repedéstágasságot eredményez, tehát megfelel. A minimális talajfeszültségek ábrájából látható, hogy kis felületen húzófeszültség keletkezik. 22. ábra: Minimális talajfeszültségek Emiatt a húzófeszültséget okozó kombinációra (állandó + 1,5*szél + 1,35*imperfekció + 1,35*talajvíz) a rugókban a húzóerőt kiiktató másodrendű számítást kellene végezni. Mivel azonban itt a talaj húzófeszültsége csak kis felületen és csekély mértékben befolyásolja a felső vasalást, így a másodrendű számítástól eltekintünk. 9.5. F/3 tengelyi átszúródás vizsgálat Az F/3 tengelyen lejövő erő tervezési értéke: N d =1,35*2438+1,5*1060+1,5*0,5*43+1,5*0,6*21+1,5*1,0*5=4940 kn A lemez hasznos magassága: d=70-6-1,4=62,6 cm A pillér mérete a=b=45 cm. Az a+2*3*d=45+2*3*62,6=421 cm széles sáv vasmennyiségei: x irányban 1,35*46,17+1,20*30,78+1,66*15,39=124,8 cm 2 y irányban 1,20*46,17+1,20*35,92+1,20*23,74+0,61*15,39=136,3 cm 2 A fajlagos vasmennyiség = (124,8+136,3)/(2*421*62,6)=0,495 % A talpfeszültség a pillér alatt átlagosan a biztonság javára 120 kn/m 2
3.3. fejezet 313 ANYAGJELLEMZŐK: BETON: C 30/37 f ck = 3 kn/cm 2 f ctm = 0,29 kn/cm 2 E cm = 3200 kn/cm 2 gc= 1,5 ACÉL: S500 f yk = 50 kn/cm 2 E s = 20600 kn/cm 2 gs= 1,15 x 0 = 0,493 KERESZTMETSZETI JELLEMZŐK: a= 45,0 cm (pillér méret) b= 45,0 cm (pillér méret) h= 70,0 cm (lemezvastagság) d= 62,6 cm (átlagos hasznos vastagság) A sla = 210,64 cm 2 (a+2*3d sáv vasmennyisége) A slb = 210,64 cm 2 (b+2*3d sáv vasmennyisége) IGÉNYBEVÉTELEK: V Ed = 4 940,00 kn b= 1,15 (közbenső pillér 1,15; szélső 1,4; sarok 1,5)) p d = 120,00 kn/m 2 TEHERBÍRÁS: n Ed = 0,50 kn/cm 2 (fajlagos nyírőerő az oszlop kerületén) n Rd,max = 0,53 kn/cm 2 (felvehető maximálisfajlagos nyírőerő; 0,5*n*f cd ) BEVASALHATÓ ELLENŐRZÉSI KERESZTMETSZET l= 125,20 cm (távolság a pillér szélétől=2*d) 1,00 (kerület csökkentő tényező áttörés miatt) u 1 = 966,26 cm (kerület) V Ed = 4 795,63 kn (nyíróerő) n Ed,l = 0,08 kn/cm 2 (fajlagos nyírőerő a kerületen) n Rd,C = 0,05 kn/cm 2 (vasalás nélkül felvehető nyírőerő) NYÍRÁSI VASALÁS SZÜKSÉGES NYÍRÁSI VASALÁS SZÜKSÉGES HOSSZA l out = 170,00 cm (távolság a pillér szélétől) 1,00 (kerület csökkentő tényező áttörés miatt) u out = 1 247,60 cm (kerület) V Ed = 4 200,55 kn (nyíróerő) n Ed,out = 0,05 kn/cm 2 (fajlagos nyírőerő a kerületen) n Rd,C = 0,05 kn/cm 2 (vasalás nélkül felvehető nyírőerő) NYÍRÁSI VASALÁS NEM KELL l 0 = 76,10 cm távolságig a pillér szélétől vasalás szükséges (l out -2d) SZÜKSÉGES VASMENNYISÉG AZ ELSŐ KÖRÖN l= 30,00 cm (távolság a pillér szélétől) 1,00 (kerület csökkentő tényező áttörés miatt) a= 90,00 (vas hajlásszöge) s r = 30,00 cm (vasak sugárirányú távolsága, ha csak 1 kör van 1,5d) u 01 = 368,40 cm (kerület) V Ed = 5 557,99 kn (nyíróerő) A sw = 36,32 cm 2 alkalmazva 24Φ14=36,96 cm 2 SZÜKSÉGES VASMENNYISÉG A MÁSODIK KÖRÖN l= 60,00 cm (távolság a pillér szélétől) 1,00 (kerület csökkentő tényező áttörés miatt) a= 90,00 (vas hajlásszöge) s r = 30,00 cm (vasak sugárirányú távolsága, ha csak 1 kör van 1,5d) u 02 = 556,80 cm (kerület) V Ed = 5 391,45 kn (nyíróerő) A sw = 31,24 cm 2 alkalmazva 24Φ14=36,96 cm 2
3.3. fejezet 314 A harmadik kör vasalása a csökkenő szükséges vasmennyiség ellenére konstrukciós okokból azonos a 2. körrel. Mivel a nyíróerő V Ed >1/3*V Rd,max, sőt majdnem eléri a felvehető maximális nyíróerőt, így a MSZ EN 1995-1-1:2010 9.3.2 (3) alapján a nyírást teljes egészében kengyelekkel kell felvenni. 23. ábra: Kengyelezés kialakítása
3.3. fejezet 315 10. TALAJELLENÁLLÁSOK VIZSGÁLATA (GEO) 10.1.Talajtörés vizsgálata 24. ábra: Maximális talajfeszültségek A tervezési módszer az MSZ EN 1997-1:2006 2.4.7.3.4.3 és NA9.1 szerinti 2. tervezési módszer. A parciális tényezők kombinációja A1 + M1 + R2. Így a hatásokra g G =1,35 g Q =1,5 A talajparaméterekre g M =1,0 Talajtörési ellenállásra g R,v =1,4 Elcsúszási ellenállásra g R,h =1,1 Látható, hogy az alapterület ~90 %-án a talajfeszültségek tervezési értéke 200 kn/m 2 alatt van, csak a falak alatt emelkedik 300 kn/m 2 környékére. A külső sarkokban a maximum igen kis alapterületen q Ed =482 kn/m 2. Az ágyazási tényező meghatározásához is felhasznált Axis modellből 2. tervezési módszer alapján q Rd =552 kn/m 2, tehát a talajtöréssel szembeni ellenállás megfelelő. Az elcsúszást a 2.5 alatti megfontolások miatt nem vizsgáltuk.
3.3. fejezet 316 10.2.Alakváltozások vizsgálata 25. ábra: Süllyedések A maximális süllyedés a gyakori teherkombinációból 24,5 mm. Ez még a különálló alapokon nyugvó szokványos tartószerkezet esetében eltűrhető 50 mm határt (MSZ EN 1997-1:2006 H melléklet (4)) sem éri el, és nyilvánvaló, hogy az épület közmű csatlakozásainak kialakításánál sem okozhat nehézséget, tehát megfelel. A relatív elfordulás a J/4 sarokpont és I/3 pillér között (24,5-7,3)/8724=0,0019<0,002, tehát az MSZ EN 1997-1:2006 NA1 táblázat első sora alapján megfelel. 11. FELÚSZÁS VIZSGÁLATA (UPL) Felhajtóerő 54,40*19,80*3,31*10=35653 kn A parciális tényező G,ds t=1,0 A felúszást akadályozó erőként a biztonság javára csak a vasbeton szerkezet önsúlyát vesszük figyelembe, a pince oldalfalain fellépő súrlódások és a burkolatok súlyának elhanyagolásával. Alaplemez 54,40*19,80*0,7*25,0 =18849 kn Pincefal 4,26*0,3*25,0*2*(54,40+19,80) = 4741 kn Pincei pillérek 16*4,26*0,45*0,45*25,0 = 345 kn Pince feletti födém 54,40*20,40*0,24*25,0 = 6658 kn Földszinti pillérek 40*3,78*0,4*0,4*25,0 = 604 kn Földszint feletti födém 54,40*20,40*0,22*25,0 = 6103 kn 1. emeleti pillérek 40*3,28*0,4*0,4*25,0 = 524 kn 1. emelet feletti födém 54,40*20,40*0,22*25,0 = 6103 kn 43927 kn A parciális tényező G,ds t=0,9 0,9*43927=39534 kn>1,0*35653=35653 kn A szerkezet tehát az 1. emelet feletti födém elkészülte után a felúszással szemben kellő biztonsággal rendelkezik.