Hlubinné základy
4 Hlubinné základy Volbu metody hlubinného zakládání stavby ovlivňují jak faktory přírodní, tak i ekonomické. Hlubinné základy se navrhují tam, kde v běžném dosahu plošných základů není dostatečně únosná a málo stlačitelná základová půda a je-li nutné zakládat pod hladinu podzemní vody. Často se však realizují i tam, kde plošné založení je příliš drahé, a to př edevším s ohledem na množství spotřebovaného stavebního materiálu, hlavně betonu. Úk olem hlubinných základů je přenést zatížení do únosnějších, hlouběji uložených vrstev základové půdy, anebo výrazně omezit sedání. Přenos zatížení hlubinnými základy do základové půdy není zprostředkován pouze plochou jejich pat, nýbrž (zejména) jejich pláštěm.
4.1 Druhy hlubinných základů, druhy pilot Prvky hlubinného zakládání jsou: studně a kesony (dnes již překonané a nepoužívané), dále piloty všeho druhu, mikropiloty, podzemní stěny (zvláště jejich lamely) a jiné speciální technologie, jako jsou kotvy, injektáž klasická, trysková atd. Piloty jsou nejrozšířenější a nejvíce používané prvky hlubinného zakládání staveb. Mají zpravidla tvar sloupů, přičemž příčný průřez může být kruhový nebo jakkoliv hranatý a členitý, může být po délce konstantní, nebo proměnný. V evropské praxi se piloty dělí podle výrobního postupu do dvou rozsáhlých skupin (obr. 9): piloty typu displacement, kdy zemina z prostoru, který pilota zaujímá, není odstraněna, nýbrž je stlačena jak do stran, tak i pod patu piloty (piloty ražené); piloty typu replacement (non displacement), kdy je v průběhu provádění zemina odstraněna z prostoru budoucí piloty (piloty vrtané).
Obr. 9 Evropská klasifikace pilot
43
Hlubinné základy V České republice došlo k výraznému rozvoji pilot v šedesátých letech minulého století a v průběhu asi 40 let se ustálil na trhu takový stav pilot, kdy asi 95 % zaujaly vrtané piloty a zbytek pak tvoří předrážené piloty Franki. Výrazná převaha vrtaných pilot v České republice je dána hlavně geotechnickými podmínkami, jež jsou (s ohledem na velikost naší země) velmi pestré a rozmanité a (až na výjimky) jsou charakteristické tou skutečností, že v relativně malé hloubce (do 10 – 20 m) se na staveništích nachází skalní (poloskalní) podloží, do něhož je výhodné vrtané piloty vetknout. Tento trend v oblasti pilotových základů se zřejmě nezmění i v budoucnu, neboť v současné době se ceny vrtaných pilot ustálily na takové úrovni, kdy zcela konkurují i plošným základům a jsou dány v podstatě kubaturou spotřebovaného stavebního materiálu – betonu.
4.2 Piloty vrtané Provádění, monitoring, dohled nad prováděním a kontrola provádění vrtaných pilot se řídí evropskou normou ČSN EN 1536: Provádění speciálních geotechnických prací – Vrtané piloty (2009). Podrobně o návrhu pilot a o zkušenostech s jejich realizací zvláště v České republice pojednává ve své monografii Masopust [2]. Za vrtané piloty se považují prvky, jež jsou v zeminách prováděny vrtáním a těžením a jež mají nosný dřík, který přenáší zatížení anebo omezuje deformace. Vrtané piloty mohou mít kruhový průřez (obr. 10a), nebo mohou být tvořeny lamelami podzemních stěn (obr. 10b) za předpokladu, že je celý jejich průřez betonován najednou a jeho plocha nepřekročí 15,0 m2. Po délce mohou mít vrtané piloty průřez konstantní, nebo teleskopický, nebo mohou mít rozšířenou patu či dřík (obr. 11). Za vrtané piloty se považují prvky se štíhlostí L / D ≥ 5. Piloty mohou být navrhovány jako: osamělé, skupinové (obr. 12), pilotové stěny, které slouží jako pažicí a opěrné konstrukce. Technologie provádění těchto pilot zahrnuje: vrtání, přípravné práce před betonáží, betonáž a práce dokončovací. Poněkud odlišná je technologie provádění pilot CFA. Vrty pro piloty a vrtné nástroje Vrty se provádějí technologií rotačně náběrového vrtání, popřípadě drapákového hloubení, jež je sice pomalejší, v balvanitých zeminách však bývá nezbytná. Obvyklými vrtnými nástroji jsou: vrtný hrnec (šapa) – obr. 13a, vhodný pro písčité a štěrkovité suché i zvodnělé zeminy a pro poloskalní horniny, vrtný šnek (spirál) – obr. 13b, který je vhodný pro soudržné zeminy, vrtací korunka – obr. 13c pro provrtávání vložek skalních hornin. Jednolanový drapák – obr. 13d se používá pro těžení balvanů, pro rozbíjení vrtných překážek je vhodné dláto – obr. 13e. Vrtné nástroje mají normalizované řezné průměry a bývají opatřeny výměnnými břity. Na výběru vhodného nástroje a jeho kvalitě závisí do značné míry rychlost a úspěšnost vrtání. Pro dosažení požadovaného vrtného postupu může dojít v průběhu vrtání k výměně nástroje, nebo ke změně technologie vrtání. Vytěžená zemina z vrtů se sype přímo na nákladní auta, nebo na terén v okolí vrtu, z něhož se později nakládá a odváží na příslušnou skládku. Vrty pro piloty se provádějí jako nepažené, pažené pomocí ocelových pažnic a pažené pomocí pažicí suspenze, většinou jílové. Pokud je jisté, že v celém procesu instalace vrtané piloty zůstanou stěny i dno vrtu stabilní, smějí se provádět vrty nepažené. V průběhu vrtání je však třeba neustále kontrolovat, nevniká-li do vrtu voda a neopadávají-li stěny vrtu. 44
Hlubinné základy Pokud ano, je třeba vrt ihned zapažit. Vrty s d 1,0 m by měly být paženy vždy tzv. úvodní pažnicí délky 1,5 – 2,5 m, přesahující pracovní plošinu asi o 0,2 – 0,3 m. Nesoudržné zeminy s ID 0,5, dále soudržné zeminy s IC 0,5, vrstvy navážek a nedokonale hutněných násypů by měly být paženy vždy. a
b
Obr. 10 Příčné průřezy vrtaných pilot: a – kruhová pilota, b – příklady lamel podzemních stěn, d – průměr piloty, b – délka lamely, w – tloušťka lamely, A – průřezová plocha dříku lamely
a
b
c
d
Obr. 11 Tvary dříků vrtaných pilot: a – konstantní průřez, b – teleskopický dřík, c – rozšířená pata, d – rozšířený dřík
Obr. 12 Skupiny pilot: a, a1, a2 – osové vzdálenosti pilot ve skupině 45
Hlubinné základy a
b
1
10
2
7
3
6 8 4 5
9
c
d 10
1
11
11 9
e
10
12
13
Obr. 13 Vrtné nástroje: a – vrtný hrnec (šapa), b – vrtný šnek (spirál), c – vrtací korunka, d – jednolanový drapák, e – dláto; 1 – vrtná tyč, 2 – ovladač vyklápění dna, 3 – vrtný hrnec, 4 – dno vrtného hrnce s výměnnými zuby, 5 – centrátor, 6 – tělo, 7 – závit šneku, 8 – výška závitu, 9 – řezací zuby, 10 – závěs, 11 – rolny, 12 – lopatky, 13 – břit Pažení ocelovými pažnicemi je základní a nejvíce používanou metodou zajištění stability vrtů s d 1,50 m. Používá se jednak tzv. černých (varných) ocelových rour s tloušťkou stěny 8 – 12 mm, jednak speciálních spojovatelných ocelových pažnic, vesměs dvouplášťových s tloušťkou stěny 40 mm. Pažnice se instalují zavrtáváním rotačním způsobem za pomocí vrtné soupravy, vibrováním, popřípadě beraněním a pomocí oscilačních tzv. dopažovacích zařízení. Za pažení vrtu se považuje takový postup, při němž pažnice postupuje spolu s hloubením vrtu, nebo toto hloubení předchází. Typické průměry pažnic varných i spojovatelných spolu s používanými průměry vrtných nástrojů (šap a spirálů) jsou v tab. 13. 46
Hlubinné základy Tab. 13 Průměry varných a spojovatelných pažnic spolu s vrtným nářadím (v mm) Průměr varné pažnice
630
720
820
920
Průměr spojovatelné pažnice
630
750
880
–
Průměr vrtného nářadí
570
630
770
870
1 020 1 220 1 420 (1 020) 1 180 1 080 (1 220) 920
–
–
1 620 (1 820)
1 500
–
1 800
1 070 1 220 1 350 1 500 1 700
Nevystačíme-li s ocelovými pažnicemi, používá se výjimečně jílová pažicí suspenze, jež zajišťuje stabilitu stěn i dna vrtu kombinovaným účinkem hydrostatického tlaku a elektrochemických jevů, v jejichž důsledku se na stěně vrtu vytvoří ochranný jílový filtrační koláč, jehož tloušťka závisí na kvalitě této suspenze a na mnoha dalších okolnostech. Je-li jílová suspenze v klidu, přejde z tekutého stavu na gel (geluje) a její pevnost ve střihu se výrazně zvětší. Mícháním přejde gel na tekutinu (sol), přičemž tyto stavy lze neustále opakovat. Tato vlastnost opakovatelných změn stavu suspenze se nazývá tixotropie. Jílová suspenze se vyrábí z jílu, vody a případně z dalších přísad v rozplavovači o obsahu 4 – 7 m3. S postupujícím tlakem na ochranu životního prostředí je pažení pilot jílovou suspenzí stále na ústupu, pro pažení lamel podzemních stěn je však jedinou metodou. Přípravné práce před betonáží Tyto práce sestávají z čištění vrtu, kontroly jeho délky, popřípadě z čerpání podzemní vody – jen je-li to účelné a neohrozí-li se tím stabilita vrtu, dále z armování železobetonové piloty. Dno vrtu se čistí tzv. čisticí šapou s rovným dnem, uzavíratelnou, nebo s klapkami bez centrátoru, a to zejména tehdy, je-li vrtáno spirálem. Snahou musí být, aby přestávka mezi dovrtáním a zahájením betonáže byla co nejkratší. Pokud se vrty provádějí v zeminách, jejichž vlastnosti se mohou s časem zhoršovat (bobtnání, rozbřídání apod.) a nelze je v jedné směně zabetonovat, musí se čistit těsně před betonáží, a to prohloubením piloty o 1,5 m nebo o dva průměry. Vrtané, na místě betonované piloty se provádějí jako nevyztužené (z prostého betonu), železobetonové (vyztužené armokoši v celé své délce, nebo v části), popř. s kotevní (spojovací) výztuží. Piloty z prostého betonu se smějí navrhovat tehdy, jsou-li pouze tlačené a nenacházejí-li se v zeminách náchylných ke ztrátě stability. I ty bývají v hlavách opatřeny kotevní výztuží, jež se však obyčejně osazuje až do čerstvého betonu jejich hlav. V ostatních případech se piloty provádějí jako železobetonové, kdy dřík nebo jeho podstatná část je vyztužen armokošem, který se skládá: z podélné výztuže, jejíž minimální množství je dáno tab. 14, příčné výztuže podle tab. 14, pomocné výztuže. Tab. 14 Minimální vyztužení železobetonových vrtaných pilot a příčná výztuž Jmenovitá průřezová plocha dříku piloty AC
Plocha podélné výztuže As
AC ≤ 0,5 m2
As ≥ 0,5 % AC
2
2
0,5 m < AC ≤ 1,0 m 2
AC > 1,0 m
As ≥ 0,0025 m2 As ≥ 0,25 % AC
Pravoúhlé a kruhové třmínky a spirála
≥ 6 mm a ≥ ¼ největšího průměru podélné výztuže
Výztužné sítě jako příčná výztuž
≥ 5 mm
47
Hlubinné základy Minimální krytí výztuže u pilot s profilem d 0,6 m je 50 mm, u pilot s d 0,6 m pak 60 mm. U pilot pažených spojovatelnými pažnicemi se krytí výztuže zvětšuje, a to obyčejně o tloušťku stěny této pažnice, jež bývá 40 mm. Výztuž vrtaných pilot se vyrábí ve formě armokoše, který musí být dostatečně tuhý (obr. 14). Pokud to je proveditelné, zapouštějí se armokoše do vrtů vcelku, bez spojů. Betonáž vrtaných pilot Beton pro betonáž vrtaných pilot musí mít vysokou odolnost proti rozměšování, vysokou plasticitu a správné složení a konzistenci, schopnost samozhutnění a především správnou zpracovatelnost pro jeho ukládání, jakož i pro případ vytahování pažnic z čerstvého betonu. Složení betonu by mělo v zásadě odpovídat požadavkům ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. Podle této normy se stanovují zejména požadavky na třídu betonu, jež by měla být v rozmezí C16/20 až C30/37. Požadavek na vyšší třídu betonu bývá většinou nesmyslný, neboť se v pilotě vyšší pevnost betonu nevyužije, a navíc nebývá reálné vyrobit transportbeton této třídy s požadovanou zpracovatelností, která je pro betonáž vrtaných pilot zcela prioritní. Složení betonu pro vrtané piloty je dáno tab. 15, požadované vlastnosti betonu týkající se jeho zpracovatelnosti jsou dány v tab. 16. Aby bylo dosaženo potřebných vlastností betonu, smějí být jako přísady do betonu použity plastifikátory, superplastifikátory a zpolomalovače tuhnutí za předpokladu, že je dodrženo správné dávkování. Pokud se betonuje za nízkých teplot (pod +5 0C s klesající tendencí), smí být použito provzdušňovacích přísad. Rovněž je dovoleno používat tzv. samozhutnitelných betonů (hyperplastifikovaných), se stupněm rozlití 600 – 700 mm. Tab. 15 Složení čerstvého betonu Obsah cementu: betonáž do sucha betonáž pod vodu nebo suspenzi
≥ 325 kg/m3 ≥ 375 kg/m3
Vodní součinitel v / c
< 0,60
Podíl jemné frakce d < 0,125 mm (včetně cementu) Je-li: největší zrno kameniva d > 8 mm největší zrno kameniva d ≤ 8 mm
≥ 400 kg/m3 ≥ 450 kg/m3
Vrtané piloty se betonují buď způsobem betonáže do sucha, nebo způsobem betonáže pod vodu (či pod jílovou pažicí suspenzi). První metoda smí být použita pouze tehdy, je-li vrt před betonáží zcela suchý. Betonáž se provádí pomocí betonážní roury (usměrňovací) s násypkou umístěné svisle ve středu vrtu tak, aby proud betonu nenarážel ani na výztuž piloty, ani na stěny vrtu. Vnitřní průměr této roury bývá min. 200 mm, musí však být větší než je osmi násobek největší použité frakce kameniva v betonu.
48
Hlubinné základy Tab. 16 Požadavky na zpracovatelnost čerstvého betonu při různých podmínkách betonáže Stupeň rozlití Ø [mm]
Stupeň sednutí kužele
Typické podmínky použití (příklady)
(podle Abramse) [mm] Ø = 500 ± 30
H = 150 ± 30
betonáž do sucha
Ø = 560 ± 30
H = 180 ± 30
betonáž bet. čerpadlem nebo sypákovými rourami pod vodu
Ø = 600 ± 30
H = 200 ± 30
betonáž sypákovými rourami pod pažicí suspenzi
Změřený stupeň rozlití (Ø) nebo sednutí kužele (H) se zaokrouhlí na 10 mm V případě betonáže pod vodu nebo pod pažicí suspenzi se používá metoda Contractor, při níž se dobře zpracovatelný beton ukládá pomocí sypákové roury, jež slouží k zabránění rozměšování a znečištění betonu kapalinou v pilotě. Sypáková roura je na horním konci opatřena násypkou trychtýřovitého tvaru, jež je schopna pojmout dostatečnou zásobu betonu, aby betonáž probíhala plynule. Sypáková roura má zcela hladkou vnitřní stěnu a její světlost je nejméně 150 mm, resp. nejméně šesti násobek největší frakce kameniva v betonu. Je opatřena vodotěsnými spoji, snadno rozpojitelnými po cca 1,5 až 2,0 m. Aby se sypáková roura mohla v průběhu betonáže volně pohybovat, nesmí její největší příčný rozměr (vč. spojů) přesáhnout 35 % průměru vrtu, resp. 60 % vnitřního průměru armokoše (v případě vrtaných pilot) a 80 % vnitřní světlé šířky armokoše (v případě lamel podzemních stěn). Před zahájením betonáže se sypáková roura spustí až na dno vrtu a opatří se vhodnou zátkou, jež zamezí promíchání betonu s kapalinou ve vrtu. Naplní se zcela betonem a povytáhne se o výšku rovnající se asi průměru roury. V dalším průběhu betonáže se sypáková roura pozvolna povytahuje, ovšem tak, aby (kromě zahájení betonáže) byla v betonu ponořena vždy nejméně 1,5 m v případě pilot s d 1,2 m, resp. 2,5 m v případě pilot s d 1,2 m a nejméně 3,0 m v případě lamel podzemních stěn, zvláště tehdy, betonují-li se více sypákovými rourami najednou. Sypákové roury se zásadně zkracují shora a povytahují se zvolna, aby se zabránilo případnému sacímu efektu. Hlavy pilot (lamel) se v případě betonáže pod vodu (suspenzi) vždy přebetonují na potřebnou výšku, jež je dána podmínkou, aby v úrovni navrhované hlavy piloty byl kvalitní, neznečištěný beton. V průběhu betonáže se voda, popř. pažicí suspenze z vrtu odčerpává. Součástí betonáže pilot zapažených ocelovými pažnice je vytahování těchto pažnic, které musí proběhnout bezprostředně po betonáži, resp. musí být zahájeno v průběhu betonáže, jeli ovšem sloupec betonu nad patou pažnic dostatečný k vyvození potřebného přetlaku, aby se zabránilo vniknutí vody nebo zeminy do vrtu nad patou pažnic a aby nedošlo k povytažení armokoše. Pažnice je třeba vytahovat zvolna a neustále sledovat hladinu betonu, jež klesá v souvislosti s plněním mezikruží betonem a může klesnout náhle v souvislosti se zaplněním zápažnicových kaveren. Hlavu piloty je třeba vždy dostatečně přebetonovat, aby z výše uvedených důvodů hladina betonu neklesla po odpažení pod navrhovanou úroveň.
49
1200
Hlubinné základy
2000
a 200
4
6
5
3 830 3 SPIRÁLA
(E)8
2000
2
1 764
8
4 PATNÍ KŘÍŽ 60/6 (5 PATNÍ DESKA PL. 300/300)
6
2 DIST. KRUH 80/8
16
2000
(V)20
8
3x100
100
4
200
1
30
3
1
2
(V) 20
3
6
100 110
800 1020
50
110 6a DIST. PERO
(V)16
6b DIST. KOLEČKO
Obr. 14 Příklad armokoše vrtané piloty: 1 – podélná nosná výztuž, 2 – distanční kruhy z ploché oceli, 3 – příčná výztuž ve formě spirály, 4 – patní kříž z ploché oceli, 5 – patní deska z plechu, 6a – distanční vložka ve formě háku, 6b – distanční kolečko z betonu, popř. z umělé hmoty, (3) Práce dokončovací Po betonáži piloty a vytažení pažnic obyčejně následuje prodleva, během níž se realizují ostatní piloty na staveništi. Mezi práce dokončovací náleží úprava hlavy piloty, úprava její výztuže a případné zřízení nadpilotové konstrukce, které je součástí piloty. Hlavy přebetonovaných pilot se upravují odbouráním, které musí probíhat ohleduplně, aby se zabránilo poškození zbylé části piloty. Zvláštní pozornost musí být věnována kvalitě betonu v hlavě piloty. Poškozený beton musí být odstraněn až na úroveň betonu zcela zdravého a nahrazen čerstvým betonem, který se dokonale spojí s betonem stávajícím. Na dostatečnou výšku musí být odbourán zejména beton pilot prováděných pod jílovou pažicí suspenzi. Pokud je armokoš nad hlavou piloty zohýbán při odbourávání její znečištěné hlavy, smí být narovnán a upraven ve smyslu platných zásad nakládání s betonářskou výztuží. Je třeba zabránit zejména ohýbání výztuže za tepla a ostrým ohybům. Pokud by došlo k nepřípustnému ohybu výztuže, nebo k jejímu zeslabení, je vhodnější příslušný prut vyříznout a nahradit přivařeným prutem novým. 50
Hlubinné základy V této pracovní fázi se opatřují hlavy pilot prováděných z prostého betonu tzv. spojovací výztuží, tvořenou určitým počtem svislých prutů, jež se do upravené hlavy zapíchají do čerstvého betonu. Piloty prováděné průběžným šnekem – CFA Průběžný šnek (obr. 15) nahrazuje ve vhodných zeminách pažení a zvyšuje produktivitu práce při provádění vrtaných, na místě betonovaných pilot až několikanásobně. Stabilita stěn vrtu je tedy zajištěna pomocí zeminy, která v průběhu vrtání zůstává na závitech tohoto šneku, jehož délka odpovídá nejméně celkové délce příslušné piloty. Vhodné jsou jak zeminy nesoudržné (s relativní ulehlostí ID 0,4 a nestejnozrnné s d60 / d10 2), suché, či zvodnělé, které neobsahují velké balvany, tak zeminy soudržné (kromě měkkých s cu 15 kPa a kromě senzitivních jílů a spraší), pokud neobsahují tvrdé, nevrtatelné polohy, či vložky.
1
2
9
3
5
10
4 6
8
7
11 7 8
Obr. 15 Technologie provádění pilot průběžným šnekem (CFA): 1 – přítlačný válec, 2 – věž vrtné soupravy, 3 – pracovní plošina, 4 – výška závitu, 5 – rozrušená zemina, 6 – průběžný šnek, 7 – vnitřní roura, 8 – zátka roury, 9 – přívod betonu, 10 – vyvrtaná zemina, 11 – beton piloty
51
Hlubinné základy Piloty CFA se provádějí vesměs jako svislé. Vrtání průběžným šnekem musí být prováděno tak rychle, jak je to možné a s minimálními otáčkami vrtného nástroje, aby se na ne jmenší možnou míru snížily negativní účinky vrtání na okolní zeminu. Za tím účelem m usí vrtná souprava disponovat dostatečným krouticím momentem i tažnou silou. Stoupání závitů průběžného šneku musí být u klasických CFA pilot stejné po celé délce. V první fázi se nástroj zavrtá postupně do zeminy na celkovou hloubku tak, že prakticky nedoch ází k nakupení zeminy kolem ohlubně vrtu. Středová roura průběžného šneku j e uzavíratelná, aby se zabránilo vniku zeminy a vody do této roury. V další fázi se betonuje středovou rourou přímo z betonážního čerpadla, jehož hadice je k ní již během vrtání napojena. B etonuje se příslušným tlakem čerstvého betonu, který má zpracovatelnost danou stupněm sednutí kužele podle Abramse nejméně 190 – 210 mm a obsahuje především oblé kamenivo. Během betonáže se průběžný šnek nesmí otáčet, nebo se otáčí ve stejném smyslu j ako při vrtání. Přetlak betonu u paty piloty zajišťuje, že vzniklý prostor je betonem ihned zaplněn. V průběhu betonáže musí být k dispozici dostatečná zásoba betonu, aby dřík p iloty mohl být vyplněn plynule a zcela od paty až po pracovní úroveň. Obyčejně se však betonuje i skrz vrstvu zeminy, která se při vytahování šneku kupí v okolí ohlubně vrtu. Tím se zajistí, že v úrovni navrhované hlavy piloty bude kvalitní beton. Ihned po skončení betonáže a vytažení nástroje se nakupená zemina (i eventuelně s betonem) odstraní např. nakladačem, beton v hlavě piloty se upraví a pilota se opatří armokošem. Ten bývá na spodním konci mírně kónický a nemá patní kříž. Zasouvá se do čerstvého betonu zprvu vlastní tíhou, dále např. tlakem vhodného zařízení (lžíce nakladače). Nesmí se vibrovat, neboť je nebezpečí roztřídění betonu. Smí se však použít poklepů příslušného zařízení, je-li k dispozici.
4.3 Metody stanovení osové únosnosti vrtaných pilot Osová únosnost osamělé piloty je zatížení, při kterém pilota vyhoví podmínkám na ni kladeným, tj. jak obecným podmínkám pevnostním (řešení podle 1. skupiny mezního stavu), tak i obecným podmínkám deformačním (řešení podle 2. skupiny mezního stavu). Tlaková osová únosnost osamělé vrtané piloty se stanoví buď zkouškou, nebo výpočtem. V zásadě jsou přijatelné následující návrhové postupy: návrh na základě výsledků statických zatěžovacích zkoušek zkušebních pilot, systémových, popř. modelových; návrh na základě dynamických zatěžovacích zkoušek, jehož platnost byla prokázána statickými zatěžovacími zkouškami ve srovnatelných podmínkách; návrh na základě empirických a analytických výpočtových metod, vycházejících z pevnostních a deformačních charakteristik základové půdy, vlastností materiálu piloty a z technologie provádění, jehož platnost byla prokázána statickými zatěžovacími zkouškami ve srovnatelných podmínkách; návrh vycházející z pozorovaného chování srovnatelného pilotového základu prokazujícího, že tento přístup je podpořen výsledky průzkumu staveniště. Interakce piloty a základové půdy Vrtané piloty přenášejí vnější svislé tlakové zatížení do okolní základové půdy pláštěm a patou. Z výsledků zkoušek vyplývá, že pokud smykové napětí na plášti piloty (tzv. plášťové tření) není uměle redukováno, popř. zcela eliminováno (např. povlakem na plášti piloty), 52
Hlubinné základy přenáší pilota postupně rostoucí vnější zatížení vždy převážně plášťovým třením, přičemž jeho průměrná velikost roste se sedáním a blíží se k maximu, které je dosaženo při sedání o velikosti 5 – 30 mm v závislosti na druhu základové půdy a na technologii provádění. V nesoudržných zeminách bývá velikost limitního sedání pro mezní mobilizaci plášťového tření menší a v ulehlých materiálech se projevuje efekt dilatance, jež při dalším sedání vede k mírnému poklesu plášťového tření na velikost reziduální. Napětí na patě piloty se aktivuje pomaleji a jeho velikost roste s deformací, přičemž mezní hodnoty se dosahuje při sedání rovném 80 – 120 % průměru piloty d. V důležitém rozsahu odpovídajícím limitní velikosti sedání pro mobilizaci plášťového tření bývá růst napětí v patě piloty lineární ve vztahu k sedání. Popsaný mechanismus platí v relativně homogenní základové půdě, nebo i základové půdě vrstevnaté, pokud se deformační vlastnosti jednotlivých vrstev (zvláště u paty piloty) výrazně nemění. Je-li pilota vetknuta do výrazně tužší vrstvy, stoupá poměr mobilizovaného napětí v patě piloty k mobilizovanému plášťovému tření a napětí na patě piloty má vzrůstající tendenci. Je-li pilota opřena o prakticky nestlačitelnou vrstvu (např. skalní podloží tř. R1, R2), mělo by být vnější zatížení přenášeno v podstatě pouze patou piloty, neboť její sedání, nutné k mobilizaci tření na plášti, by mělo být velmi omezené, resp. dané pouze deformací železobetonového dříku piloty. Ve skutečnosti je však prognóza chování této piloty velmi riskantní, neboť závisí zcela na technologii provádění, tj. vrtání, čištění paty vrtu a způsobu betonáže. Na velikost kritického posunu piloty pro plnou aktivaci plášťového tření nemá vliv průměr piloty (na rozdíl od aktivace napětí v patě), drsnost pláště má však vliv podstatný. Na velikost mobilizovaného plášťového tření má rozhodující vliv drsnost pláště, jež je zcela ovlivněna technologií provádění, a dále průměr piloty d. K dokonalému popisu chování osamělé, vrtané, svisle zatížené piloty je třeba znát: pracovní diagram piloty, udávající závislost mezi zatížením hlavy piloty a její deformací (sedáním), zpravidla v čase; průběh normálové síly v dříku piloty pro příslušný zatěžovací stupeň (popř. průběh normálového napětí v dříku piloty s jeho délkou). Pokud známe tyto vztahy, můžeme stanovit tzv. přenosovou funkci, jež zcela popisuje chování vrtané piloty. Analytické vyjádření obou výše uvedených vztahů a tudíž i přenosové funkce však není reálné, neboť závisí nejen na vlastnostech základové půdy a materiálu piloty, ale především na technologických aspektech provádění, jež jsme schopni poměrně dobře kvalifikovat; jejich kvantifikace, nutná pro matematické vyjádření, je však zatím mimo naše možnosti.
4.3.1 Statické zatěžovací zkoušky Základní metodou pro stanovení únosnosti osamělé piloty je statická zatěžovací zkouška piloty ve skutečném měřítku, neboť ta zobrazuje zcela věrohodně jak technologické aspekty provádění, tak i vlivy přírodní, tj. vlastnosti základové půdy, a dostatečně modeluje časový průběh sedání. Statické zatěžovací zkoušky vrtaných pilot lze rozdělit na: studijní, které se provádějí na mimosystémových pilotách v předstihu před stavbou, obyčejně jako součást doplňujícího geotechnického průzkumu. Lze je provádět na modelových pilotách, které mají shodnou délku s pilotami systémovými; jsou prováděny shodnou technologií, pouze jejich profil lze zmenšit v maximálním poměru 1:2;
53
Hlubinné základy průkazní, jež se provádějí obyčejně těsně před zahájením realizace pilot a na rozsáhlých staveništích s velkým počtem pilot. Účelem průkazních zkoušek je ověřit předpoklady návrhu, popř. reagovat na změny, které v realizačním návrhu nastaly. Provádějí se též na mimosystémových pilotách; kontrolní, které se provádějí v průběhu realizace pilot, nebo po jejich skončení, existuje-li odůvodněná pochybnost o kvalitě pilot, nebo jedná-li se o velký počet pilot na staveništi. Zkouší se obyčejně piloty systémové, které se však nesmějí přetěžovat, tzn., že mohou být zatíženy pouze silou odpovídající maximálnímu zatížení provoznímu, popř. extrémnímu. Výsledkem statické zatěžovací zkoušky je vždy tzv. pracovní digram piloty, jehož příklad je na obr. 16. Pro měření průběhu normálného napětí v dříku piloty s hloubkou se využívá jak strunových tenzometrů navázaných na armokoši, tak i tenzometrických tělísek, tzv. loadcells, umístěných v dříku piloty. Instrumentace zkušebních pilot se obyčejně vyplatí, neboť získané výsledky lze lépe interpretovat a popř. i extrapolovat, přičemž náklady na instrumentaci zkušebních pilot již nejsou rozhodující. Vlastní statické zatěžovací zkoušky pilot se provádějí pomocí zatěžovacích mostů, jež jsou opatřeny vnějším zatížením, popř. jsou kotveny (pro zatížení překračující cca 2,5 MN). Schéma zkušebního mostu dnes nejvíce používaného je na obr. 17. Kotvení se realizuje buď pomocí tahových pilot, nebo pomocí zemních kotev. Podrobně o statických zatěžovacích zkouškách pilot pojednává [2, 3].
Q
(MN)
6
Graf zatěžování
5 4
6
5
4
Ucon =3,76
Q
Udef =5,25
Pracovní diagram piloty
3 2 3
2
1
1
5
10
15
20
25
(MN)
50 Graf ustalování deformací
100
s
140 (mm)
Obr. 16 Příklad výsledků statické zatěžovací zkoušky vrtané piloty
54
30
35
40
t (hod)
Hlubinné základy 3000
6
1220
3 5
0
5300
475
1230
1
o
20
o
760
2
25
o
200
30
4
5480 6180 6940
o
30
o
30
Obr. 17 Schéma zkušebního mostu typu „hříbek“ pro zatížení do 22 MN: 1 – ocelový zkušební most, 2 – roznášecí deska na hlavě piloty, 3 – kotvy, 4 – zkušební pilota, 5 – hydraulické lisy, 6 – ukotvení táhel kotev
4.3.2 Únosnost pilot výpočtem na základě 1. skupiny mezního stavu Statické schéma výpočtu je na obr. 18. Návrhová únosnost je dána vztahem: Uvd = Ubd + Ufd Vd
(25)
kde Uvd je svislá návrhová únosnost piloty, Ubd návrhová únosnost paty piloty, Ufd návrhová únosnost na plášti piloty, Vd svislá složka návrhového zatížení působícího v hlavě piloty. Využívá se návrhových velikostí stabilitních parametrů jednotlivých vrstev základové půdy, jež se stanoví podle zásad ČSN EN 1997-1 z velikostí charakteristických pomocí dílčích součinitelů spolehlivosti základové půdy m (podle tab. 7). Pro případy 1. mezního stavu se doporučuje použít návrhový přístup NP2, který pro případ pilot má schéma: „A1“ + „M1“ + „R2“, kde dílčí součinitele únosnosti vrtaných a CFA pilot jsou v tab. 17. 55
Hlubinné základy
Obr. 18 Statické schéma piloty pro stanovení návrhové únosnosti podle 1. mezního stavu Tab. 17 Dílčí součinitele únosnosti m pro piloty vrtané a CFA (pouze NP2, tj. R2) Únosnost pata plášť (tlak) celková/kombinovaná (tlak) plášť v tahu
Značka γb γs γt γs,t
Soubor R2 1,1 1,1 1,1 1,15
Návrhová únosnost paty piloty je dána vztahem: Ubd = k1 As Rd kde As Rd
(26)
je plocha paty piloty, návrhová únosnost paty piloty stanovená v zeminách podle vztahu:
Rd = 1,2 cd Nc + (1 + sin d) 1 L Nd + 0,7 2 d / 2 Nb kde Nc = 2 + pro u,d = 0, Nc = (Nd – 1) cotg d pro d 0, Nd = exp( tg φd) tg2 (45 + d / 2), Nb = 1,5 (Nd – 1) tg a, k1 je součinitel, vyjadřující zvětšení únosnosti vlivem délky piloty L: pro L 2,0 m k1 = 1,0, 2,0 m L 4,0 m k1 = 1,05, 4,0 m L 6,0 m k1 = 1,1, L 6,0 m k1 = 1,15.
(27)
(28)
(29)
Návrhová únosnost na plášti je dána: Ufd = di hi fsi
(30)
kde tření na plášti fsi,d je dáno rovnicí: fsi,d = xi tg (d / r1) + cd / r2 56
(31)
Hlubinné základy a kontaktní napětí v i-té vrstvě je dáno:
xi = k2 ori
(32)
kde ori je geostatické napětí v hloubce zi, k2 součinitel bočního zemního tlaku na plášť piloty: pro z 10,0 m k2 = 1,0, z 10,0 m k2 = 1,2. Součinitel podmínek působení základové půdy r2 se dosazuje následovně: pro z 1,0 m r2 = 1,3, 1,0 m z 2,0 m r2 = 1,2, 2,0 m z 3,0 m r2 = 1,1, z 3,0 m r2 = 1,0. Součinitel podmínek působení r2 vyjadřuje vliv technologie provádění pilot a je podle Sedleckého (1985): r1 = 1,0 – betonáž piloty do suchého nezapaženého vrtu do soudržných zemin, r2 = 1,1 – betonáž piloty do suchého nezapaženého vrtu do nesoudržných zemin a poloskalních hornin, r2 = 1,2 – betonáž piloty do vrtu zapaženého ocelovou pažnicí a pod vodu, r2 = 1,25 – betonáž piloty do vrtu zapaženého pažicí suspenzí, r2 = 1,5 – betonáž piloty sekundárně chráněné fólií umělé hmoty tloušťky 0,25 mm, r2 = 1,6 – betonáž piloty sekundárně chráněné fólií z umělé hmoty při průměru d 2,0 m. Příklad 3 Stanovte výpočtovou únosnost osamělé vrtané piloty d = 0,90 m, L = 10,20 m prováděné technologií CFA v základové půdě podle tab. 18. Tab. 18 Vlastnosti základové půdy podél piloty Číslo vrstvy
Popis
Od – do [m]
, [kN.m-3]
c [kPa]
cu [kPa]
qs [MPa]
1
navážka suchá
0,0 – 1,0
18,0
32,5
–
–
–
2
navážka zvodnělá
1,0 – 2,2
10,0
32,5
–
–
–
3
jíl
2,2 – 5,2
8,0
17,5
10,0
100,0
–
4
písek 2
5,2 – 7,8
10,0
30,0
–
–
7,0
5
písek 3
7,8 – 10,2
10,0
30,0
–
–
11,0
6
štěrk 4
10,2 – 15,0
11,0
35,0
–
–
17,5
Hladina podzemní vody je v hloubce 1,0 m pod terénem
57
Hlubinné základy Řešení: a) Návrhová únosnost paty: k1 pro L > 6 m
Ubd = K1 As Rd / γb K1 = 1,15
As = 0,9 / 4 = 0,636 m2 2
Rd = 1,2 cd Ncd + (1 + sin φ) γ1 L Ndd + 0,7 γ2 d / 2 Nbd φk = 35°, φd = 35° (koef. γM = 1,0 pro M1) Ndd = exp( tg φd) tg2 (45 + φd / 2) = 33,21 Nbd = 1,5 (Ndd – 1) tg φd = 33,83 Ncd = (Ndd – 1) cotg φd = 46,00 γ1 = (18,0 1,0 + 10 1,2 + 3,0 8,0 + 5,0 10,0) / 10,2 = 10,2 kN/m3 γ2 = 10,0 kN/m3 Rd = (1 + sin 35) 10,2 10,2 33,21 + 0,7 10,0 0,90 / 2 33,83 = 5543,54 kPa Ubd = 1,15 0,636 5543,54 / 1,1 = 3685,95 kN b) Návrhová únosnost pláště: Ufd = Σ (di hi fsi) / γs průběh geostatického napětí σori, vodorovného napětí σxi a plášťového tření fsi hloubky 0,0 – 1,0 m: σor1 = 0,5 18,0 = 9,0 kPa σx1 = 1,0 9,0 = 9,0 KPa fs1 = 9,0 tg 32,5 = 5,73 kPa hloubky 1,0 – 2,2 m: σor2 = 1,0 18,0 + 0,6 10,0 = 24,0 kPa σx2 = 1,0 24,0 = 24,0 KPa fs2 = 24,0 tg 32,5 = 15,29 kPa hloubky 2,2 – 5,2 m: σor3 = 1,0 18,0 + 1,2 10,0 + 1,5 8,0 = 42,0 kPa σx3 = 1,0 42,0 = 42,0 KPa fs3 = 42,0 tg 17,5 + 10,0 = 23,24 kPa hloubky 5,2 – 7,8 m: σor4 = 1,0 18,0 + 1,2 10,0 + 3,0 8,0 + 1,3 10,0 = 67,0 kPa σx4 = 1,0 67,0 = 67,0 kPa fs4 = 67,0 tg 30 = 38,68 kPa hloubky 7,8 – 10,2 m: σor5 = 1,0 18,0 + 1,2 10,0 + 3,0 8,0 + 2,6 10,0 + 1,2 10,0 = 92,0 kPa σx5 = 1,0 92,0 = 92,0 KPa fs2 = 92,0 tg 30 = 53,11 kPa Ufd = 0,9 (1,0 5,73 + 1,2 15,29 + 3,0 23,24 + 2,6 38,68 + 2,4 53,11) / 1,1 = 826,81 kN c) Návrhová únosnost piloty: Upd = 3685,95 + 826,81 = 4512,76 kN (tuto návrhovou únosnost je třeba posuzovat ve vztahu k návrhovému zatížení) 58
Hlubinné základy
4.3.3 Únosnost pilot výpočtem na základě 2. skupiny mezního stavu Výpočtová únosnost pilot opřených o nestlačitelné podloží Jedná se o vrtané piloty opřené patou o skalní horniny třídy R1, R2, resp. zahloubené do těchto hornin na hloubku t = 0,1 – 0,2 m. O jejich únosnosti rozhoduje zpravidla výpočtové zatížení betonového dříku, jež bývá menší, než je únosnost skalní horniny, o niž je pata piloty opřena. Se zřetelem ke ztíženým podmínkám betonáže uvažuje se s výpočtovým namáháním betonu o velikosti 25 až 33 % krychelné pevnosti betonu Rbk, tudíž únosnost těchto pilot: Uvd = 0,8 As Rbd kde Rbd
(33)
je výpočtová pevnost betonu v tlaku (v závislosti na jeho třídě).
U vrtaných pilot se neuvažuje s efektem vzpěrné pevnosti. Při konkrétním výpočtu této únosnosti je třeba vždy uvážit vliv čistoty paty piloty, resp. reálnou možnost dosažení této čistoty. Celková deformace hlavy piloty se skládá z deformace vyvolané vlivem smykových napětí podél piloty, vlivem napětí v patě piloty a konečně z vlastní deformace betonového dříku vlivem působící síly. Okamžité sedání je dáno vztahem: s = Isp V L / (As Eb) kde Isp V Eb
(34)
je příčinkový koeficient pro sedání opřené piloty podle tab. 18, působící svislá síla, modul deformace (pružnosti) betonu.
V tab. 19 je definována tuhost piloty poměrem: K = Eb / Es kde Es
(35)
je průměrná velikost sečnového modulu deformace zemin podél dříku pilot.
Tab. 19 Velikosti příčinkového koeficientu Isp pro sedání opřené piloty K L/d
100
200
500
1 000
2 000
5 000
10 000
3
0,92
0,97
0,99
1,00
1,00
1,00
1,00
5
0,88
0,92
0,97
0,98
0,99
1,00
1,00
10
0,75
0,84
0,92
0,96
0,98
1,00
1,00
Výpočtová únosnost pilot zahloubených do stlačitelného podloží Pro stanovení výpočtové únosnosti vrtaných pilot v zeminách a poloskalních horninách je třeba řešit tvar mezní zatěžovací křivky podle obr. 19a. Pilota se nachází ve vrstevnaté zemině podle obr. 19b.
59
Hlubinné základy a
b
a
b
Obr. 19a mezní zatěžovací křivka vrtané piloty
Obr. 19b schéma piloty uložené ve vrstevnaté zemině
Mezní únosnost na plášti piloty je dána: Rsu = 0,7m di hi qsi kde hi m
qsi
(36)
je mocnost příslušné vrstvy zeminy podle obr. 19b, dílčí koeficient vyjadřující vliv povrchu dříku piloty: pro betonáž do suchého vrtu a pod vodu m = 1,0, pro betonáž pod pažicí suspenzi m = 0,9, pro ochranu dříku pomocí fólie PVC, PE, tloušťky přes 0,7 mm, m = 0,7, pro ochranu dříku pomocí fólie a pletiva B-systému m = 0,5, pro ochranu ponechanou ocelovou pažnicí m = 0,15, je mezní plášťové tření v i-té vrstvě piloty.
Velikost mezního plášťového tření je dána vztahem: qsi = a – b / (Di / di)
(37)
kde a, b jsou regresní koeficienty [kPa] podle tab. 20, Di je vzdálenost od hlavy piloty do poloviny i-té vrstvy (viz obr. 19b), di průměr piloty v této vrstvě. Velikost napětí q0 na patě piloty při deformaci odpovídající plné mobilizaci plášťového tření je: q0 = e – f / (L / d0) kde e, f L d0 60
jsou regresní koeficienty [kPa] podle tab. 20, je délka piloty, průměr piloty v patě.
(38)
Hlubinné základy Stanovíme-li průměrnou velikost plášťového tření podél dříku piloty qs jako vážený průměr velikostí qsi: qs = (di hi qsi) / (di hi)
(39)
lze určit koeficient přenosu zatížení do paty piloty podle rovnice:
= q0 / (q0 + 4 qs L / d0)
(40)
a zatížení v hlavě piloty na mezi mobilizace plášťového tření: Ry = Rsu / (1 – )
(41)
Tab. 20 Velikosti regresních koeficientů pro jednotlivé typy zemin a hornin Regresní koeficienty [kPa]
Zemina Hornina
a
b
e
f
poloskalní
R3 R4 R5
246,02 169,98 131,92
225,95 139,45 94,96
2 841,31 1 616,22 957,61
1 298,96 1 155,34 703,89
hrubozrnné
ID = 0,5 ID = 0,7 ID = 0,9
62,46 91,22 154,03
16,06 48,44 115,88
268,11 490,34 1 596,70
174,89 445,42 1 399,88
jemnozrnné
IC = 0,5 IC = 0,75 IC 1,0
46,39 71,85 97,31
20,81 64,70 108,59
197,74 592,67 987,60
150,22 617,24 1 084,26
Odpovídající velikost sedání je dána rovnicí: sy = I Ry / (d Es)
(42)
kde I je příčinkový koeficient sedání piloty, Es průměrná velikost sečnového modulu deformace zemin podél dříku piloty. Příčinkový koeficient: I = I1 Rk
(43)
kde I1 je základní příčinkový koeficient stanovený podle obr. 20, Rk korekční součinitel podle obr. 21, vyjadřující vliv tuhosti pilot K (rov. 35) a štíhlostní poměr L / d. Velikosti sečnových modulů deformace Es jsou pro jednotlivé typy zemin mocnosti vrstev zemin hi sestaveny do tab. 21, 22 a 23. Průměrný sečnový modul deformace se vypočítá jako vážený průměr: Es = (Esi hi) / (hi)
(44) 61
Hlubinné základy
I1 0.7 0.5
0
5
10
15
l/d
Obr. 20 Příčinkový koeficient sedání I1 3.0 Rk 2.5
l/d= 50
2.0 25
1.5 5 2
1.0 100 200
10 500 1000 2000
5000 10000 K
Obr. 21 Korekční součinitel Rk Souřadnicemi (sy; Ry) je jednoznačně určena první větev mezní zatěžovací křivky tvaru paraboly 2° o rovnici: s = sy (R / Ry)2
(45)
pro obor zatížení: 0 R Ry. Druhá větev mezní zatěžovací křivky je dána úsečkou o souřadnicích koncového bodu (s25 = 25 mm; Rbu), přičemž: Rbu,k = Rsu + Rpu
(46)
Rpu,k = Ry s25 / sy
(47)
Rovnice této druhé větve mezní zatěžovací křivky je: s = sy + (s25 – sy) (R – Ry) / (Rbu – Ry) pro obor zatížení: Ry R Rbu. 62
(48)
Hlubinné základy Tab. 21 Sečnové moduly deformace Es [MPa] pro horniny poloskalní h [m] 1,5 3 5 10
d [m] 0,6
1,0
1,5
R3
R4
R5
R3
R4
R5
R3
R4
R5
50,3 64,5 – –
28,2 43,1 58,2 87,5
20,2 30,8 41,3 61,6
72,3 105,5 – –
35,0 57,3 75,3 114,5
24,7 41,0 54,8 83,2
85,5 138,3 – –
33,5 58,8 87,9 133,0
22,3 41,2 63,7 97,0
Tab. 22 Sečnové moduly deformace Es [MPa] pro zeminy hrubozrnné d [m] 0,6
h [m] 1,5 3 5 10
1,0
1,5
ID 0,5
0,7
0,9
0,5
0,7
0,9
0,5
0,7
0,9
11,0 15,5 18,8 23,8
13,7 20,2 26,6 36,6
28,3 44,5 56,1 72,1
12,8 18,4 22,8 29,8
15,8 25,0 32,5 47,8
30,6 47,8 69,1 93,4
13,0 19,4 24,5 32,6
15,3 24,5 36,0 54,0
29,0 52,5 78,2 107,3
Tab. 23 Sečnové moduly deformace Es [MPa] pro zeminy jemnozrnné d [m] h [m] 1,5 3 5 10
0,6
1,0
1,5
IC 0,5
0,75
6,9 10,0 12,5 15,5
10,0 15,5 21,9 29,9
1,0 13,2 22,0 31,2 44,3
0,5
0,75
7,9 12,5 15,9 21,3
10,7 18,6 25,7 36,3
1,0 13,4 23,9 35,4 51,3
0,5
0,75
8,6 13,7 18,4 24,6
10,5 18,4 27,6 41,0
1,0 12,3 23,0 36,7 57,4
Příklad 4 Stanovte průběh mezní zatěžovací křivky vrtané piloty profilu 1,22 m pažené ocelovou pažnicí do hloubky 5,3 m, dovrtanou bez pažení na celkovou hloubku 8,5 m v následujícím geotechnickém profilu: 0,0 – 0,8: navážka (neúnosná zemina), 0,8 – 1,5: jílovitá hlína měkká (neúnosná zemina), 1,5 – 5,3: hrubý písek zvodnělý, ulehlý ID = 0,7, 5,3 – 6,7: slín pevný IC = 1,0, 6,7 – 9,0: slínovec zvětralý R5, hladina podzemní vody je v hloubce 2,20 m. 63
Hlubinné základy Řešení: a) geometrické údaje a D1 / d1 = 3,5 / 1,22 = 2,87 D2 / d2 = 6,1 / 1,07 = 5,70 D3 / d3 = 7,6 / 1,07 = 7,10 L / d0 = 8,5 / 1,07 = 7,94
z tab. 20
mezní napětí na plášti qs1 = 91,22 – 48,44 / 2,87 = 74,34 kPa qs2 = 97,31 – 108,59 / 5,70 = 78,26 kPa qs3 = 131,92 – 94,96 / 7,10 = 118,55 kPa q0 = 957,61 – 703,89 = 868,96 kPa
b) průměrné plášťové tření: qs = (1,22 3,8 74,34 + 1,07 1,4 78,26 + 1,07 1,8 118,55) / (1,22 3,8 + 1,07 1,4 + + 1,07 1,8) = 85,66 kPa c) koeficient přenosu zatížení patou:
= 868,96 / (868,96 + 4 7,94 85,66) = 0,242 d) mezní síla na plášti piloty: Rsu = 0,7 1,0 (1,22 3,8 74,34 + 1,07 1,4 78,26 + 1,07 1,8 118,55) = 1504,64 kN e) zatížení na mezi mobilizace plášťového tření: Ry = 1504,64 / (1 – 0,242) = 1985,00 kN f) koeficient I1 z grafu na obr. 20 pro L / d0 = 7,94 ... I1 = 0,175 sečnové moduly deformace z tab. 19 až 21: Es1 = 29,49 MPa, Es2 = 13,40 MPa, Es3 = 28,20 MPa průměrná velikost: Es = (3,8 29,49 + 1,4 13,40 + 1,8 28,20) / (3,8 + 1,4 + 1,8) = 25,94 MPa g) tuhost: K = 26500 / 25,94 = 1022, z grafu na obr. 21 pro L / d0 = 7,94 a K = 1021 ... Rk = 1,05 I = 0,175 1,05 = 0,184, d = (3,8 1,22 + 1,07 3,2) / 7,0 = 1,15 m h) sedání piloty na mezi mobilizace plášťového tření: sy = 0,184 1985,0 / (1,15 25940) = 0,0122 m = 12,2 mm pro sedání piloty s = 10 mm vychází: Rk,10 = 1985,0 (10 / 12,2)1/2 = 1797,13 kN pro sedání piloty s25 = 25 mm vychází: Rpu,k = 0,242 1985,0 25 / 12,2 = 984,36 kN Rbu,k = 1504,64 + 984,36 = 2489,00 kN
64
Hlubinné základy
4.4 Příčně zatížené piloty Piloty přenášejí kromě osových zatížení též síly vodorovné a ohybové momenty. S ohledem na poměrně malé přípustné horizontální deformace se posuzují účinky osového a příčného zatížení zvlášť a výsledky se superponují při posuzování únosnosti průřezů pilot, tj. při jejich dimenzování. Příčně zatíženou pilotu lze považovat za nosník vetknutý do pružně plastického prostředí a v jistém oboru deformací jej lze řešit jako nosník omezené délky na pružném podkladě. Předpokládá se tedy lineární závislost mezi napětím a deformací podle Winklerovy hypotézy:
z = kh,z uz kde kh,z uz
(49)
je modul vodorovné reakce podloží v hloubce z [kNm-3], příslušná vodorovná deformace pilot [m].
Velikost modulu kh závisí obecně na typu zeminy a na deformaci piloty a jeho průběh s hloubkou může mít různý tvar. V jemnozrnných zeminách a poloskalních horninách se předpokládá konstantní velikost s hloubkou a úměrnost s modulem deformace zeminy podle vztahu: kh = Edef / d
(50)
kde d 1,0 m a je-li d 1,0, potom se dosazuje d = 1,0 m. V hrubozrnných zeminách se předpokládá lineární růst s hloubkou podle vztahu: khz = nh z / d kde nh
(51)
je konstanta podle tab. 24.
Tab. 24 Konstanta nh [MNm-3] pro nesoudržné zeminy nh [MNm-3]
Zemina relativní ulehlost ID
0,33
0,50
suchý písek a štěrk
1,5
7,0
18,0
vlhký písek a štěrk
2,5
4,5
11,0
0,90
V závislosti na tuhosti piloty a vlastnostech základové půdy, jakož i velikosti působícího příčného zatížení, lze rozeznat následující 2 případy deformací příčně zatížených pilot: osa piloty zůstává po zatížení přímá, pouze se posunuje a otáčí – tuhé piloty, osa piloty se po zatížení deformuje – ohebné piloty. Z hlediska podepření pilot jako nosníků v zemině rozeznáváme tyto základní případy: volná hlava, volná pata – případ podepření sloupu osamělou pilotou; pevná hlava, volná pata – piloty v hlavě vetknuté do základového bloku, jež neumožní pootočení, nýbrž pouze posun; volná hlava, kloub v patě – zakotvení piloty na malou hloubku do skalního podloží, což znemožní posun v patě; piloty zatížené jednostranným tlakem – případ pilotových stěn. 65
Hlubinné základy Únosnost příčně zatížené piloty lze stanovit zkouškou nebo výpočtem. Statické zatěžovací zkoušky příčně zatížených pilot jsou jednoduché, neboť se obyčejně 2 piloty v hlavách rozpírají, což nevyžaduje instalaci zatěžovacího zařízení. a) Výpočet příčně zatížených osamělých tuhých pilot Příčně zatížené piloty se v přijatelném oboru deformací chovají jako tuhé, pokud platí vztah: Lmax = m d
(52)
kde m je koeficient podle tab. 25 a 26 v závislosti na statickém schématu piloty. Tab. 25 Koeficient m pro jemnozrnné zeminy Statické schéma
Koeficient m
totální koheze cu [kPa]
10
30
60
100
vetknutá hlava, volná pata volná hlava, volná pata
6,7 10,0
5,5 8,0
4,5 7,0
3,5 6,0
volná hlava, kloub v patě
9,5
7,5
6,0
5,0
Tab. 26 Koeficient m pro hrubozrnné zeminy Statické schéma
Koeficient m
relativní ulehlost ID
0,5
0,7
0,9
vetknutá hlava, volná pata
5,5
4,2
3,2
volná hlava, volná pata
7,0
5,5
4,2
volná hlava, kloub v patě
5,5
4,2
3,2
Tuhé piloty představují staticky určitý systém a pomocí příslušných podmínek rovnováhy lze stanovit velikost posunu v hlavě ua, pootočení střednice a příslušné velikosti vnitřních sil v pilotě, na jejichž základě lze její průřez dimenzovat. Statické schéma tuhé piloty s volnou hlavou i patou je na obr. 22. Neznámou polohu bodu otáčení O (hloubku z0) a posun hlavy vyřešíme z následujících rovnic, vyjadřujících silovou podmínku rovnováhy ve vodorovném směru a momentovou podmínku k bodu otáčení O: L
H d ua / zo khz zo z dz 0
(53)
o L
H h zo d ua / zo khz zo z dz 0 2
o
Konkrétní případy jsou podrobně řešeny v monografii [1].
66
(54)
Hlubinné základy H
z
h
ua
b
k hz
k hz = konst
dz
L
z0
uz
a
c
k hz =n h z d
0
Obr. 22 Statické schéma tuhé příčně zatížené piloty b) Výpočet příčně zatížených osamělých ohebných pilot V tomto případě nevystačíme s podmínkami rovnováhy, neboť se nejedná o staticky určitý systém. Rovnice ohybové čáry piloty podle obr. 23 má potom tvar: Eb I (d4u / dz4) + d khz u = 0
(55)
je modul pružnosti (deformace) materiálu piloty, moment setrvačnosti průřezu piloty. a
b
N
M
L
H
p
L
kde Eb I
z
uz
Obr. 23 Deformace příčně zatížené ohebné piloty Po dvojí integraci této rovnice lze získat rovnici ohybové čáry nosníku ve známém tvaru: -Eb I (d2u / dz2) = Mz
(56)
kterou lze přímo řešit pouze pro speciální případy uložení. Je-li pilota uložena ve vrstevnaté zemině, není modul vodorovné reakce podloží konstantní, nýbrž má obecný průběh a výchozí diferenciální rovnici ohybové čáry lze řešit přibližně numericky, přičemž jsou příslušné derivace funkce uz nahrazeny diferenčními výrazy v určitých, předem zvolených bodech. Jedná se ostatně o aplikaci metody sítí pro nosníkovou úlohu, přičemž výpočtové schéma 67
Hlubinné základy tohoto řešení je na obr. 24. Při označení dílků 1 až n, dělicích bodů 0 až n máme pro n dílků jednotné délky z = L / n celkem n + 1 průřezů, v nichž hledáme n + 1 neznámých vodorovných posunů. Okolní základová půda vzdoruje deformacím u i napětím, jehož intenzita je přímo úměrná velikosti těchto deformací (Winklerův předpoklad). Jelikož neřešíme spojitý průběh ohybové čáry, znázorníme odpor zemního prostředí diskrétními silami Pi, jež mají fyzikální význam ui násobku pérových konstant a rovnají se: Pi = z d khz ui = Ci ui
(57)
Druhou derivaci funkce průběhu ohybové čáry v bodě i nahradíme diferenčním výrazem: d2u / dz2(i) = (ui-1 – 2ui + ui+1) / (z)2
(58)
a získáme: Eb I / (z)2 (ui-1 – 2ui + ui+1) = Mzatěžovací – Mvzdorovací kde Mzatěžovací = H (h + zi)
(59) (60)
Mvzdorovací = P0 zi + P1 (zi – 1z) + P2 (zi – 2z) + … + Pi (zi – i z) = ji
=
P z j z j
(61)
i
j 0
Pro n + 1 průřezů můžeme psát n – 1 těchto lineárních rovnic o n + 1 neznámých deformacích u0 až un: Eb I / (z)2 (ui-1 + 2ui + ui+1) = H (h + zi) –
C
hi
u j zi j z 0
(62)
j 0
Zbývající 2 rovnice poskytují podmínky rovnováhy: a) součtová ve vodorovném směru: in
H
P 0
(63)
i
i 0
b) momentová k bodu n: in
H · (h + L)
P L 1 i / n 0 i
i 0
(64) Příklady výpočtu ohebných příčně zatížených pilot ve Winkler–Pasternakově modelu podloží jsou uvedeny v monografii [1].
68
Hlubinné základy a
b
c
h
H 0
2
p1 p2
u0 u1 u2
L
zi
z
1
p0
3
i
n
p3 pi pn
u3 ui un
d
Obr. 24 Výpočtové schéma ohebné, příčně zatížené piloty – Winklerův model Příklad 5 Stanovte vnitřní síly a deformace piloty d = 0,90, L = 6,00 m v jemnozrnné zemině, charakterizované cu,k = 45 kPa (φu,k = 0) zatížené vodorovnou sílou Hk = 50 kN a ohybovým momentem Mk = 75 kNm Řešení: Jde o případ tuhé piloty v homogenní soudržné zemině, neboť pro cu,k = 45 kPa a pilotu s volnou hlavou i patou vychází podle tab. 25 koeficient m = 7,5, tedy Lmax = 7,5 0,9 = 6,75 m > 6m. Soustava rovnic (53) a (54) se výrazně zjednoduší a řešením získáme: a) polohu bodu otáčení: z0 = L (3h + 2L) / (6h + 3L) = 6,0 (3 1,5 + 2 6,0) / (6 1,5 + 3 6,0) = 3,67 m neboť h = Mk / Hk = 75 / 50 = 1,5 m; Edef = (80 – 100) cu,k = 4500 kPa, kh= 4500 / 0,9 = = 5000 kPa b) vodorovný posun v hlavě: ua = 2H (3h + 2L) / (kh d L2) = 2 50 (3 1,5 + 2 6,0) / (5000 0,9 6,02) = 0,0102 m = = 10,2 mm c) pootočení osy piloty: tg = ua / z0 = 2H (6h + 3L) / (kh d L3) = 2 50 (6 1,5 + 3 6,0) / (5000 0,9 6,03) = = 0,00278 ( = 0,16°) d) maximální ohybový moment je v hloubce z1, pro niž je posouvající síla nulová, tedy: z12 – 2z0 z1 + (L2 z0) / (3h + 2L) = 0 … z12 – 7,34 z1 + 8,00 = 0 … z1 = 1,33 m Mmax = H (h + z1) –H z12 (3h + 2L) (3z0 – z1) / (3L2 z0) = = 50 (1,5 + 1,33) – 50 1,332 (3 1,5 + 2 6,0) (3 3,67 – 1,33) / (3 6,02 3,67) = = 105,86 kNm 69
Hlubinné základy Poznámky: v případě výpočtu příčně zatížených pilot z hlediska získání průběhu vnitřních sil pro účely dimenzování železobetonového průřezu se vychází z 1. mezního stavu a návrhového přístupu NP2. Zatížení pilot je tedy v návrhových hodnotách (viz tab. 6, soubor A1), vlastnosti základové půdy rovněž návrhové (viz tab. 7, soubor M1) a spočtená únosnost se redukuje koef. γRH = 1,1 (pro soubor R2); v případě výpočtu příčně zatížených pilot z hlediska získání jejich deformací se vychází z výpočtu 2. mezního stavu, kdy se použije všech vstupních parametrů (zatížení i vlastností základových půd) charakteristických; vlastní metoda výpočtu (rovnice z kap. 4.4) jsou v obou případech stejné.
4.5 Skupiny pilot Při návrhu mimořádně zatížených pilotových základů nevystačíme s jednou pilotou a jsme nuceni navrhnout více pilot, uspořádaných do skupiny, jež tvoří jeden statický celek. Piloty jsou vždy v hlavách spojeny patkou nebo deskou, nebo alespoň nadzemní konstrukcí, přičemž tuhost výsledného systému významně ovlivňuje deformace tohoto pilotového základu. Piloty se ve skupině navrhují v minimálních osových vzdálenostech, jež jsou 2,5d v případě pilot maloprofilových d 0,6, v případě velkoprůměrových pilot d 0,6 m pak 1,5 – 1,7d, a to z pochopitelných důvodů, tedy ve snaze ušetřit co nejvíce na rozměrech této konstrukce. V souvislosti s návrhem skupiny pilot je třeba řešit následující úkoly: posoudit mezní únosnost skupinového pilotového základu (posoudit 1. mezní stav), stanovit velikosti příslušných deformací (sedání, pootočení, naklonění, průhyb), tedy posoudit 2. mezní stav, stanovit velikosti působících sil do jednotlivých pilot, a to za účelem jejich dimenzování. Za skupinu pilot se obyčejně nepovažuje uspořádání pilot v jedné řadě, které je obvyklé pod základovými pasy nosných stěn bytových a občanských staveb, nebo pod opěrami menších mostů. Piloty se pod základy rozmísťují tak, aby každá pilota byla osově a přibližně stejně zatížena, tzn., že těžiště skupiny pilot by se mělo co nejvíce shodovat s působištěm svislé výslednice R. Prakticky to však nelze zajistit, neboť: zatížení se obyčejně skládá ze stálého a proměnného, přičemž tato složka mění své působiště, rozdělení sil do jednotlivých pilot je výrazně ovlivněno tuhostí systému a tedy tuhostí spojující konstrukce, i malá nepřesnost v poloze piloty (výrobní tolerance) může způsobit významnou změnu sil do jednotlivých pilot, z prostorových důvodů nelze vždy uspořádat piloty pod základem nejvýhodněji. Je-li výslednice vnějšího zatížení šikmá ve vztahu k ose pilot, vzniká též příčná složka zatížení, jež namáhá piloty ve skupině vodorovnou silou. Ty lze sice navrhovat jako šikmé (u velkoprůměrových pilot lze snadno zajistit sklon např. 8 : 1), to však bývá s ohledem na velikosti působících sil nedostatečné, a navíc piloty jsou schopny přenášet příčná zatížení zcela běžně. Z toho důvodu se šikmé piloty navrhují ve skupině zřídka a většinou tehdy, je-li třeba z titulu jejich vzájemného ovlivňování zajistit jejich větší osovou vzdálenost v níže položených únosných vrstvách zemin. Piloty ve skupině se tedy vzájemně ovlivňují, přičemž míra tohoto ovlivňování je dána zhruba následujícími faktory: počtem pilot, jejich průměry, uspořádáním a délkou (přičemž čím jsou osové vzdálenosti menší a piloty v relativně homogenní zemině delší, tím je ovlivňování významnější); 70
Hlubinné základy vlastnostmi základové půdy podél dříků pilot a pod jejich patami (přičemž čím je základová půda v oblasti pat pilot pevnější, tím je ovlivňování menší a naopak); celkovou průměrnou velikostí sedání skupiny pilot (čím je větší, tím je i větší ovlivňování a naopak); tuhostí spojující základové konstrukce (patky, desky) a kvalitou základové půdy v základové spáře této konstrukce. Teoretická analýza je založena na vytváření matematických 3D modelů v pružném, nebo jinak definovaném poloprostoru, kde se uplatní především vlivy geometrického uspořádání a prostých tuhostí jednotlivých komponentů, ovlivněných zvolenými deformačními (pružnostními) moduly kontinua. Mezní únosnost skupinového základu svisle zatíženého V případě centricky zatížené skupiny pilot opřených o skalní podloží (R1, R2), nebo vetknutých do poloskalního podloží (R3, R4, popř. i R5) a do ulehlých písků či štěrků (ID 0,7) je mezní výpočtová únosnost skupiny pilot (1. mezního stavu) dána součtem únosností jednotlivých pilot působících jako osamělé. Výpočtová únosnost skupiny pilot v soudržných zeminách je dána: součtem únosností pilot ve skupině působících jako osamělé, únosností zemního tělesa ve tvaru hranolu opsaného skupině pilot (podle obr. 25) podle vztahu: Zg = 0,5 (2 (B + B´)) L cus + B B´ cu Ncs kde cus cu Ncs
(65)
je průměrná velikost neodvodněné koheze zemin podél dříků pilot, neodvodněná koheze zeminy v ose zemního tělesa v hloubce 0,67L pod jeho dolní podstavou, koeficient únosnosti podle rovnice: Ncs = 5 (1 + L / (5 B)) (1 + L / (5 B´))
(66)
rozhoduje vždy menší z obou únosností stanovených podle výše uvedených vztehů.
L
B d
B
d
d
d B
B
Obr. 25 Schéma pro výpočet mezní únosnosti pilotové skupiny 71
Hlubinné základy Sedání skupinového základu svisle zatíženého Přibližně lze sedání pravidelné skupiny pilot spojených dostatečně tuhou patkou určit: v případě centricky zatížené skupiny pilot opřených o skalní podloží (R1, R2), nebo vetknutých do hornin R3, R4, popřípadě i hrubozrnných zemin s ID ≥ 0,7 jako sedání osamělé piloty nacházející se ve stejném prostředí; v případě centricky zatížené skupiny pilot v ostatních typech zemin lze použít jednu z následujících metod: o jako sedání fiktivního plošného základu v hloubce 0,67L šířky B a délky B´ (podle obr. 25), přičemž do výpočtu je třeba zahrnout vliv hloubky založení a mocnosti deformační zóny podle metodiky výpočtu sedání plošných základů, o sedání skupiny pilot se vypočte ze vztahu: s = sy + sp
(67)
kde sy je sedání osamělé piloty na mezi mobilizace plášťového tření (rov. 42) odečtené z mezní zatěžovací křivky osamělé piloty (obr. 19a), sp sedání fiktivního plošného základu v úrovni pat pilot, jehož rozměry jsou dány obvodem těchto pilot. Fiktivní plošný základ je zatížen silou rovnající se součtu sil působících v patách pilot uvažovaných jako osamělé, přičemž podíl síly přenášené pláštěm a patou piloty se odečte z mezní zatěžovací křivky. Výpočet sil v jednotlivých pilotách pilotové skupiny V nejjednodušším případě pilotové skupiny zavedeme následující předpoklady: piloty jsou v hlavách spojeny dostatečně tuhou deskou (patkou), jež se neprohýbá, pouze se posunuje a otáčí; v prostoru lze tedy stanovit 6 složek deformace – posuny ve směru souřadných os: vx, vy, vz, – pootočení kolem souřadných os: va, vb, vc; tuhost pilot je s ohledem na tuhost desky tak malá a deformace jsou tak nepatrné, že lze ve statickém schématu uvažovat s kloubovým spojením pilot jak v hlavě, tak i v patě, tudíž piloty jsou schopny přenášet pouze osové síly Ni; velikost osové síly Ni v i-té pilotě je přímo úměrná deformaci této piloty vi ve směru její osy, tudíž Ni = si vi, přičemž koeficient úměrnosti si [kN.m-1] může být (po částech) konstantní, čímž lze modelovat (přírůstkovou metodou) pracovní diagram piloty; vliv skupinového účinku na sedání pilot je zanedbán, resp, lze jej modelovat pouze vhodnou volbou parametru (pérové konstanty) si. V praxi se často setkáváme se skupinou pouze svislých pilot zatížených svislou silou Rx působící mimostředně s excentricitami ey a ez podle obr. 26. Pro výpočet deformací tuhé spojovací desky lze potom psát soustavu 3 lineárních rovnic: Rx S xx , 0 , 0 vx Rb 0 , Sbb , Sbc vb R 0 ,S ,S v cb cc c c
kde Sxx = si p2xi = si Sbb = si p2bi = si zi2 Scc = si p2ci = si (-yi)2 Sbc = Scb = si pbi pci = si zi (-yi) 72
(68)
Hlubinné základy Deformace spojovací desky je dána třemi jejími složkami: vx = Rx / Sxx vb = (Scc Rb – Sbc Rc) / (Sbb Scc – S2bc) vc = (Sbb Rc – Sbc Rb) / (Sbb Scc – S2bc)
(69)
Takto se přibližně řeší i obecně zatížená skupina svislých pilot, přičemž složky zatížení Ry a Rz se separují a jimi se zatíží skupina pilot zvlášť podle zásad uvedených v kap. 3.6. Výsledné účinky se potom získají superpozicí. Jedná-li se o velkoprůměrové piloty vetknuté do základové desky, není předpoklad o kloubovém spojení hlav pilot s deskou přijatelný. Příslušný způsob výpočtu je popsán v [1]. Rx
y
ey x ez
z
Obr. 26 Statické schéma skupiny pouze svislých pilot Příklad 6 Stanovení mezní únosnosti a deformace skupiny 6 ks pilot profilu 1,20 m délky. 10,0 m ve dvou řadách (ve směru osy y) osově po 2,50 m v obou směrech spojených tuhou základovou patkou 4,0 x 6,5 m tloušťky 1,50 m mostního pilíře v geotechnickém profilu: 0,0 – 3,0: jílovitá hlína písčitá, pevná (γ = 20,0 kNm-3, φef,k = 25°, cef,k = 10 kPa, cu,k = 50 kPa) 3,0 – 8,0: jíl, tuhý (γ = 20,5 kNm-3, φef,k = 20°, cef,k = 8 kPa, cu,k = 40 kPa) 8,0 – 12,0: jíl, pevný (γ = 21,0 kNm-3, φef,k = 20°, cef,k = 8 kPa, cu,k = 40 kPa) Zatěžovací údaje v těžišti hlav skupiny pilot: hodnoty charakteristické svislá síla Nk = 6729 kN moment Mz,k = 679 kNm moment My,k = 4033 kNm vodorovná síla Hz,k = 170 kN vodorovná síla Hy,k = 170 kN
hodnoty návrhové Nd = 9335 kN Mz,d = 1019 kNm My,d = 6024 kNm Hz,d = 255 kN Hy,d = 255 kN
73
Hlubinné základy Řešení: a) Tab. 27 Výsledky výpočtu sil do pilot skupinového základu (viz předchozí text) Maximální svislá síla max N [kN]
Způsob zatížení 1. mezní stav kloubové spojení pilot s patkou 1. mezní stav vetknutí pilot do patky 2. mezní stav kloubové spojení pilot s patkou 2. mezní stav vetknutí pilot do patky
Minimální svislá síla min N [kN]
Moment v hlavě M1 [kNm]
Vodorovná síla v hlavě H1 [kN]
2 294
818
0
43
1 898
1 216
495
43
1 615
628
0
29
1 349
894
332
29
Nadále bude počítáno s případem vetknutí hlav pilot do základové patky, jelikož jde o případ realistický s ohledem na tuhosti obou komponentů a způsob úpravy spojovací výztuže. b) výpočet 1. mezního stavu pro osamělou pilotu (dlouhodobá únosnost – viz bod 5.3.2) síla na patě
Ubd = k1 As Rd … k1 = 1,15 (L > 6 m), As = 1,13 m2
Nd = exp(3,14 tg 20) tg2 (45 + 20 / 2) = 6,39; Nc = 5,39 cotg 20 = 14,82; Nb = 1,5 5,39 tg 20 = 2,94 γ1 = (3 20,0 + 5 20,5 + 2 21,0) / 10 = 20,45 kNm-3 Rd = 1,2 8,0 14,82 + (1 + sin 20) 20,45 10 6,39 + 21,0 1,2 / 2 2,94 = 1933,00 kPa Ubd = 1,15 1,13 1933,0 = 2511,93 kN síla na plášti Ufd = 3,14 Σdi hi fsi 1.vrstva:
σz,0 = 0; σz,3,0 = 20,0 3,0 = 60,0 kPa; σz,1 = 30 kPa; σx,1 = 1,0 30,0 = 30,0 kPa fs,1 = 30,0 tg (25 / 1,0) + 10 / 1,2 = 22,32 kPa (koeficient technologie γr,1 = 1,0 – do sucha)
2.vrstva:
σz,3 = 20,5 3,0 = 61,5 kPa; σz,8,0 = 20,5 8,0 = 164,0 kPa; σz,2 = 112,75 kPa; σx,2 = 1,0 112,75 = 112,75 kPa fs,1 = 112,75 tg (20 / 1,0) + 8,0 / 1,0 = 49,05 kPa
3.vrstva:
σz,8 = 21,0 8,0 = 168,0 kPa; σz,10,0 = 21,0 10,0 = 210,0 kPa; σz,3 = 189,0 kPa; σx,3 = 1,0 189,0 = 189,0 kPa fs,1 = 189,0 tg (20/1,0) + 8,0/1,0 = 76,79 kPa
Ufd = 3,14 1,2 (3,0 22,32 + 5,0 49,05 + 2,0 76,79) = 1754,91 kN Aplikujeme návrhový přístup NP 2 … γR = 1,1 74
Hlubinné základy návrhová únosnost Uvd = (2511,93 + 1754,91) 1,1 = 3878,95 kN > 2294 kN vyhovuje c) mezní únosnost skupinového základu (krátkodobá – viz bod 5.5) počítáme s únosností náhradního plošného základu Bef x Lef v hloubce H = L = 10,0 m B = 2,5 + 1,2 = 3,7 m; L = 5,0 + 1,2 = 6,2 m excentricity: ey = 1019 / 9335 = 0,109 m; ez = 6024 / 9335 = 0,645 m efektivní rozměry fiktivního základu: Bef =3,7 – 2 0,109 = 3,48 m, Lef =6,2 – 2 0,645 =
= 4,91 m
cus,d = (3,0 50,0 + 7,0 40,0) / 10,0 = 42,0 kPa; cud = 40,0 kPa Ncs = 5 (1 + 10,0 / (5 3,48)) (1 + 10,0 / (5 4,91)) = 11,08 Zg = 0,5 2 (3,48 + 4,91) 10,0 42,0 + 3,48 4,91 40,0 11,08 = 11096,67 kN vyhovuje
Zg,d = 11096,67 / γR = 10590,34 / 1,1 = 10087,88 kN > 9335 kN d) 2. mezní stav pro osamělou pilotu (mezní zatěžovací křivka – viz bod 5.3.3) 1.vrstva D1 / d = 1,5 / 1,2 = 1,25; qs,1 = 97,31 – 108,59 / 1,25 = 10,44 kPa 2.vrstva D2 / d = 5,5 / 1,2 = 4,58; qs,2 = 46,39 – 20,81 / 4,58 = 41,85 kPa 3.vrstva D3 / d = 9,0 / 1,2 = 7,50; qs,3 = 97,31 – 108,59 / 7,50 = 82,83 kPa pata L / d = 10,0 / 1,2 = 8,33;
q0 = 987,60 – 1084,26 / 8,33 = 857,44 kPa
únosnost pláště Rsu = 0,7 1,0 3,14 1,2 (3,0 10,44 + 5,0 41,84 + 2,0 82,83) = 1071,47 kN průměrné plášťové tření qss = (3,0 10,44 + 5,0 41,84 + 2,0 82,83) / 10,0 = 40,62 kPa koeficient přenosu β = 857,44 / (857,44 + 4 40,62 / 1,2) = 0,388 síla na mezi mobilizace plášťového tření Ry = 1071,47 / (1 – 0,388) = 1750,77 kN sečnové moduly deformace: Es,1 = 23,5 MPa; Es,2 = 16,9 MPa; Es,3 = 16,5 MPa průměrná velikost Ess = (3,0 23,5 + 5,0 16,9 + 2,0 16,5) / 10,0 = 18,2 MPa koeficient sedání I1 = 0,162 (pro L / d = 8,33); Rk = 1,06 (pro k = 26500 / 18,2 a L / d = 8,33) I = I1 Rh = 0,162 1,06 = 0,172 sedání na mezi mobilizace plášťového tření sy = 0,172 1750,77 / (1,2 18200) = 0,0138 m pro maximální sílu v pilotě maxN = 1349 kN je sedání smax = 13,8 (1349 / 1751)2 = 8,19 mm pro minimální sílu v pilotě minN = 894 kN je sedání smin = 13,8 (894 / 1751)2 = 3,60 mm vyhovuje e) 2. mezní stav sedání skupinového základu průměrná velikost sedání v těžišti skupiny pilot ss = (8,19 + 3,60)/2 = 5,90 mm 2
vyhovuje
2 1/2
max. sklon: Δs / a = (8,19 – 3,6) / 5590 = 0,000821; (a = (2500 + 5000 ) = 5590 mm; tg α = 2500 / 5000 = 0,5 … α = 26,5° sklon základu ve směru osy y: Δs / ay = 0,000821 cos 26,5 = 0,000733 sklon základu ve směru osy z: Δs / az = 0,000821 sin 26,5 = 0,000365 sklony vyhovují 75
Hlubinné základy Poznámka: Výsledky výpočtu sedání pilot jsou zřejmě mírně optimistické, neboť není uvažováno se spolupůsobením pilot ve skupině. Tento vliv by bylo možné odhadnout výpočtem podle výše uvedeného textu.
f) příčné zatížení pilot; vodorovná síla v hlavě H0 = 29 kN, moment v hlavě M0 = 332 kNm výpočet ohebné piloty podle kap. 5.4 Průměr piloty: 1,20 m Délka piloty: 10,00 m Modul pružnosti betonu: 26500,00 MPa GEOLOGIE Vrstva
Název
1
hlína písčitá
2
jíl tuhý
3
jíl tuhý
4
jíl pevný
Hloubka [m]
kh [MN/m^3]
Smykový modul [MN/m]
0,00 3,00 3,00 5,00 5,00 8,00 8,00 10,00
1,17 1,17 2,13 2,13 3,06 3,06 4,62 4,62
0,60 0,60 1,00 1,00 1,50 1,50 2,30 2,30
ZATÍŽENÍ Horizontální síla v hlavě piloty: 29,00 kN Moment v hlavě piloty: 332,00 kNm VÝSLEDKY
76
WINKLER – PASTERNAK Napětí Posun Moment
Hloubka
WINKLER Posun
Moment
[m]
[mm]
[kNm]
[kPa]
[mm]
[kNm]
0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0
16,94 14,05 11,28 8,65 6,13 3,73 1,42 -0,83 -3,02 -5,19 -7,35
332,00 349,53 347,46 329,51 296,92 248,91 190,45 126,88 66,30 18,87 0,00
19,82 16,44 13,20 11,15 13,06 8,37 4,33 -2,53 -9,84 -23,99 -33,98
15,90 13,17 10,56 8,08 5,73 3,48 1,32 -0,76 -2,80 -4,81 -6,81
332,00 348,28 345,71 328,03 295,59 249,07 191,92 129,94 70,84 22,48 0,00
Hlubinné základy g) dimenzování železobetonového průřezu piloty (výsledné vnitřní síly jsou ve velikostech charakteristických, tudíž bude dimenzováno podle klasické teorie: Beton C25/30, ocel R – 10505, minimální vyztužení 10 profilů R 20 mm (As = 0,00314 m2 > As,min = 0,25% Ab = 0,00283 m2) Železobetonový kruhový průřez, klasická teorie, čistý ohyb, ohyb a tlak nebo tah Průřez: D = 1 200 mm; průměr betonového průřezu d = 20 mm;
profil výztuže
nz = 10;
počet profilů výztuže
krytí = 100 mm; krytí k nosné výztuži poměr E oceli a betonu
n = 15; Zatížení:
M = 350 kNm; P = 894 kN; (P < 0 je tah) Výpočet pro: tlak nebo tah s velkou výstředností, beton v tahu nepůsobí; tlak (tah) s malou výstředností, tah v betonu nejvýše tb = +1MPa. Výsledky: Typ namáhání průřezu: „velká excentricita, tlak“ Neutrálná osa: x = 90,17 deg, e = 601,8 mm, f = -1,8 mm Napětí při více tlačeném okraji: Beton Ocel
σb = -3,71MPa σc = -45,45MPa
vyhovuje
Napětí při méně tlačeném okraji: Beton
σb = 0,00MPa
Ocel
σc = 45,11MPa
vyhovuje
77
Hlubinné základy
4.6 Piloty ražené Jedná se o piloty typu „displacement“, instalované v základové půdě bez těžení zeminy z vrtu nebo prostoru, který pilota zaujímá, s výjimkou omezeného zvednutí terénu, vibrací, nebo prací souvisejících s odstraněním překážek a pomocných prací potřebných k instalaci ražené piloty, a to ve smyslu ČSN EN 12699:2001 Provádění speciálních geotechnických prací – Ražené piloty. Materiálem pro ražené piloty může být: ocel, litina, beton (železobeton, předpjatý beton), dřevo, malta (injekční směs), nebo kombinace těchto materiálů. Piloty se v základové půdě instalují beraněním, vibrováním, šroubováním, zatlačováním, nebo kombinací těchto technologií. Přestože za piloty se obyčejně považují prvky průměru (nebo nejmenšího příčného rozměru) přesahujícího 300 mm, v případě ražených pilot je tato hranice posunuta až k 150 mm. Z obr. 9 vyplývá, že existují 2 rozsáhlé skupiny těchto pilot: prefabrikované a na místě betonované. Typické druhy ražených pilot jsou schematicky vyznačeny na obr. 27. a
b
c
d
e
f
g
h
i
j
Obr. 27 Příklady ražených pilot: a – beraněná, na místě betonovaná pilota, b – šroubová, namístě betonovaná pilota, c – prefabrikovaná železobetonová (čtvercová, kruhová) pilota, d – ocelová pilota (kruhová, H – profilu), e – prefabrikovaná železobetonová kónická (kruhová, nebo čtvercová) pilota, f – na místě betonovaná pilota s rozšířenou patou (předrážená, Franki), g – na místě betonovaná s rozšířením paty, h – na místě betonovaná s ponechanou pažnicí a s rozšířením paty, i – pilota s tělesem rozšiřujícím patu v měkké zemině, j – ocelová svařovaná s rozšířením paty 78
Hlubinné základy Ražené, na místě betonované piloty se instalují v základové půdě beraněním, vibrováním a šroubováním, přičemž těmito metodami se provede nejprve otvor vesměs kruhového profilu, ten se zabetonuje (včetně armování) a vlastní razicí roura se buď vytáhne (piloty dočasně pažené), nebo se v zemi ponechá (trvale pažené). Do této skupiny spadá veliké množství různých druhů pilot, z nichž se v našich geotechnických podmínkách rozšířily pouze tzv. předrážené, na místě betonované piloty (typu Franki).
4.6.1 Technologické zásady při provádění pilot Franki Vlastní technologie pochází z Belgie z 30. let minulého století. V současné době se u nás provádí kolem 5 – 10 % pilotových základů touto technologií, přičemž ovšem značná jejich část připadá na prvky štěrkové, které spadají do oblasti zlepšování vlastností základové půdy. Technologický postup výroby klasické předrážené piloty na místě betonované je znázorněn na obr. 28. b
c
d
e
1 2
3
5
4
Obr. 28 Technologický postup výroby předrážené piloty Franki: a – ražení razicí roury se zátkou, b – ražení piloty skrz neúnosnou zeminu, c – vyrážení zátky, d – formování dříku vyztužené piloty, e – hotová železobetonová pilota Franki; 1 – razicí roura, 2 – beran, 3 – betonová zátka (korek), 4 – rozšířená pata piloty, 5 – armokoš Používají se ocelové silnostěnné razicí roury vnějšího průměru 408 mm nebo 512 mm (ve světě i větší průměry), délky rour odpovídají zhruba délce pilot a jsou běžně do 12 – 14 m. Výjimečně lze pro prodloužení pilot používat nástavců, s nimiž jsou ovšem při tahání komplikace. Vlastní razicí souprava se skládá z podvozku vesměs housenicového, byly však vyvinuty i razicí soupravy na kolových podvozcích; dále z lafety s několikanásobným kladkostrojem pro dosažení co největší tažné síly, volnopádového vrátku a skipu pro transport betonu do razicí roury. Soupravy jsou velmi jednoduché, bez komplikovaných hydraulických okruhů a bez elektroniky, což je výhodné, uvážíme-li, jakým dynamickým účinkům 79
Hlubinné základy jsou vystaveny. Razicí roura se vztyčí do své provozní polohy, přičemž lze razit piloty jak svislé, tak i šikmé, běžně o sklonu do 8 : 1. Do razicí roury se prostřednictvím skipu nasype asi 0,15 m3 suchého betonu (v / c 0,30). Tento beton, k jehož výrobě se doporučuje používat drcené kamenivo frakce do 22 mm (výjimečně do 32 mm) a množství cementu přesahuje 300 kg/m3 ,se vyrábí vesměs na staveništi, neboť jeho transport s ohledem na jeho vlastnosti by byl komplikovaný. Beton vytvoří v dolní části razicí roury zátku (korek), jež je hutněna volným pádem beranu tvaru ocelového válce o hmotnosti 1,25 – 5,5 t, který může padat z výšky asi 2 – 4 m. Při beranění razicí roura vniká do základové půdy, přičemž přenos beranící síly je zčásti zprostředkován třením betonové zátky o vnitřní stěnu roury. Během beranění se sleduje vnik roury do základové půdy ve vztahu k počtu úderů, nebo lépe měří se velikost mechanické energie (dané součinem tíhy beranu a výšky jeho pádu) ve vztahu k vniku razicí roury, přičemž významné je to zejména na poslední 1,0 m, nebo i 2,0 m. Na základě této velikosti (a s ohledem na druh základové půdy) se usuzuje na únosnost předrážené piloty. Po dosažení únosné zeminy, resp. po splnění příslušného energetického kritéria, se razicí roura vyvěsí ve věži soupravy pomocí 2 mohutných lanových závěsů. Přidá se postupně asi 0,5 – 1,5 m3 betonu a dojde k fázi nazvané vyrážení zátky (korku). Přitom se formuje typická „cibule“ pod patou piloty, jež má rozhodující vliv na její únosnost, nicméně ve skutečnosti nesmí dojít k úplnému vyražení betonu z roury, neboť by hrozilo přerušení piloty. V další fázi se razicí roura opatří armokošem, složeným z podélné výztuže profilu nejméně 14 mm, distančních kruhů (z ploché oceli) a spirály. Následně se přisýpá další beton, který se hutní beranem pracujícím uvnitř armokoše při současném povytahování razicí roury. Hotová pilota se vyznačuje: typickou cibulovitou patou, její průměr může dosáhnout až 1,5 – 1,8 násobku průměru dříku piloty; drsným pláštěm, přičemž dřík piloty mívá průměr 420 – 450 mm (resp. 520 – 550 mm); mimořádně kvalitním betonem, neboť ten při nízkém vodním součiniteli je hutněn tak, jako v žádné jiné betonové konstrukci, tudíž jeho pevnost dosahuje běžně 150 % (i více) krychelné pevnosti betonu, odpovídající jeho třídě stanovené na základě jeho složení; mimořádně odolným betonem s ohledem na jeho nepropustnost a odolnost vůči agresivnímu prostředí; mimořádně vysokou mírou únosnosti (definovanou např. únosností v kN / cenou piloty) v příznivých geotechnických podmínkách. Předrážené piloty mají ovšem i své nevýhody: při jejich provádění (beranění) vznikají velké dynamické účinky, jež jsou většinou nesrovnatelně větší, než např. účinky vibrování, proto jejich provádění v intravilánech je problematické a např. v hustě zastavěných centrech měst nepřichází v úvahu; jsou omezeny průměrem i délkou, i když délková omezení nejsou většinou rozhodující; jsou vhodné pouze v některých typech zemin, a to především v nesoudržných zeminách, jež neobsahují velké balvany, popř. tvrdé (horninové) vložky, které nelze prorazit. Při jejich beranění vznikají veliké pórové tlaky zvláště pak v soudržných zeminách, přičemž energetická kritéria mylně ukazují na velký odpor prostředí při beranění, který je ovšem dán pórovým přetlakem, který časem (s postupující primární konsolidací) vymizí a pilota svoji „únosnost“ ztrácí, což se projevuje jejím následným sedáním. Proto jsou Franki piloty v soudržných zeminách méně vhodné až nevhodné, zrovna tak v horninách poloskalních, kde nemá smysl snažit se ovlivnit jejich únosnost „vetknutím“ do těchto hornin; 80
Hlubinné základy v suchých soudržných zeminách charakteru např. sprašových hlín vzniká nebezpečí „odsátí“ vody z již tak suchého betonu a k jeho následné nedokonalé hydrataci, jež se nakonec projeví „spálením“ betonu a jeho rozpadem. Přitom samozřejmě nelze k ražení používat beton s vyšším vodním součinitelem, neboť potom by vlastní ražení nebylo reálné. Dřík piloty lze ovšem betonovat běžným transportbetonem zpracovatelnosti podobné, jako např. pro vrtané piloty; sníží se tak ovšem vliv drsného pláště typické Franki piloty, jež má značný vliv na její únosnost; Franki piloty jsou vhodné především k přenášení osových zatížení (tlakových i tahových); pro příčné síly jsou méně vhodné s ohledem na průměr a pro pilotové stěny se nehodí vůbec (s ohledem na tvar jejich dříku). Přesto lze konstatovat, že předrážené piloty Franki mají v rámci vhodných geotechnických podmínek stavenišť své pevné místo, a to především tam, kde se jedná o méně zatížené konstrukce, kde jsou cenově velice výhodné.
4.6.2 Osová únosnost ražených pilot stanovená výpočtem Příklad 7 Stanovte mezní únosnost (1. mezní stav) piloty Franki profilu 520 mm svislé, zatížené tlakem, v následujícím geotechnickém profilu: 0,0 – 1,5: násyp, navážka (Y) 1,5 – 5,0: jílovitá hlína písčitá, tuhá (F4) 5,0 – 6,5: písek, středně ulehlý, zvodnělý (S3) 6,5 – 10,0: štěrk písčitý, ulehlý, zvodnělý (G2) Hladina podzemní vody v hloubce 5,50 m Řešení: Navrhujeme ukončit piloty Franki ve vrstvě štěrků (G2), tj. jejich délku L = 7,50 m, vetknutí do štěrků je tmin = 1,0 m. Pro výpočet 1. mezního stavu se opět použije NP2, tj. „A1“ + „M1“ + „R2“. Únosnost lze stanovit podle rovnice (70), uvedené např. v [2]: Uv,d = 1,8 γf,3 As Rtab + 1,6 γf,4 u Σhi fs,i
(70)
kde: γf,3, γf,4 jsou součinitelé typu zatížení podle tab. 28, As je plocha paty piloty, která v důsledku vytvoření cibulového rozšíření může vzrůst až o 75 %, Rtab napětí na patě piloty v únosné základové půdě podle tab. 29, u obvod dříku piloty, hi mocnost únosné vrstvy základové půdy podél dříku piloty, fsi tření na plášti piloty v únosné základové půdě podle tab. 29.
81
Hlubinné základy a) koef. γf,3 = 1,0 1,0 = 1,0; γf,4 = 1,0 1,0 = 1,0 b) rozšíření paty předpokládáme o 50 %: As = 1,5 3,14 0,522 / 4 = 0,318 m2 c) napětí v patě (štěrky – G, ID = 0,67 … Rtab = 2,0 MPa), d) plášťové tření: – v navážce – v písčitém jílu (třídy F, IC = 0,5) – v písku (třídy S, ID = 0,67) – ve štěrku (třídy G, ID = 0,67)
fs1 = 0 … neúnosná zemina fs2 = 0,03 MPa fs3 = 0,10 MPa fs4 = 0,15 MPa
e) únosnost: Uv,d = 1,8 1,0 0,318 2,0 + 1,6 3,14 0,52 (3,5 0,03 + 1,5 0,10 + 1,0 0,15) = = 2,20 MN Poznámky: při aplikaci 1. mezního stavu podle NP2 je třeba pro zatížení využít koeficientů pro A1 a vypočtenou únosnost dělit koeficentem γR = 1,1 (podle tabulky A.6 ČSN EN 1997–1), únosnost je třeba posuzovat ve vztahu k návrhovému zatížení; např. skládá-li se svislá síla ze 70 % ze zatížení stálého a 30 % ze zatížení pohyblivého, bude „zatížitelnost“ P této piloty: 0,7 1,35 + 0,3 1,5 = 1,395; P = 2200 / (1,395 1,1) = 1433,7 kN
Tab. 28 Součinitele pro výpočet únosnosti pilot Franki Zatížení
γf,3
γf,4
tlak tah
1,0 0
1,0 0,7
statické dynamické
1,0 1,0
1,0 0,7
Tab. 29 Velikosti napětí na patě Rtab a plášťové tření fs pro piloty Franki v zeminách Zeminy hrubozrnné
ID
Rtab [MPa]
fs [MPa]
štěrky (G)
> 0,67 0,33 – 0,67 < 0,33
5,0 2,0 1,0
0,15 0,08 0,04
písky (S)
> 0,67 0,33 – 0,67 < 0,33
4,0 1,2 0,6
0,10 0,06 0,02
IC
Rtab [MPa]
fs [MPa]
0,25 – 0,5 0,5 – 1,0 > 1,0
0,50 1,50 3,00
0,03 0,05 0,10
zeminy jemnozrnné (F)
82
Hlubinné základy
4.7 Mikropiloty Mikropiloty jsou prvky hlubinného zakládání staveb, vyznačující se svou mimořádnou štíhlostí a úspornými nároky na prostor při provádění. Byly vyvinuty právě pro účely podchycování a zesilování základů stávajících staveb v mimořádně stísněných podmínkách; postupně se jejich používání rozšířilo i na novostavby v takových podmínkách, kdy s ohledem na pracovní prostor nelze jiné metody využít. Vhodné jsou i tam, kde např. vrtané piloty nelze provádět z titulu špatně vrtatelných hornin v základové půdě. Provádění, dohled nad prováděním, monitoring a kontrola výroby mikropilot se řídí ustanoveními evropské normy ČSN EN 14199: Provádění speciálních geotechnických prací – Mikropiloty, přičemž tato norma platí: pro mikropiloty vrtané, vnějšího průměru do 300 mm, pro mikropiloty ražené, vnějšího průměru do 150 mm. Délky mikropilot ani jejich sklony nejsou omezeny. S ohledem na svou štíhlost jsou mikropiloty určeny především pro přenášení osových sil (tlakových i tahových), ačkoliv nelze vyloučit i jejich zatížení silami příčnými, pro jejichž významnější přenášení však mají malou tuhost a navrhují se tudíž ve skupinách ve formě mikropilotových roštů. Aby byla využita jejich vnitřní únosnost, daná vlastní konstrukcí mikropiloty, jsou upnuty do základové půdy injektáží. Přestože ve světě se využívá mnoha typů pilot malých průměrů, které lze z hlediska kritérií výše uvedené normy zařadit mezi mikropiloty, u nás se využívá pouze mikropilot vrtaných, a to: s trubní ocelovou výztuží, jež absolutně převládají (více než 90 % všech), armokošových (výztuž tvoří armokoš skládající se z nosných prutů a příčné výztuže), tyčových, dřík tvoří ocelová tyč profilu 50 – 70 mm příslušně tvarovaná (např. GEWI). Vyjmenované mikropiloty lze dále dělit: a) podle způsobu namáhání: tlakové, tahové, namáhané příčnými silami, b) podle způsobu uvedení mikropilot do funkce: nepředtěžované (volné), kdy deformace potřebné k mobilizaci únosnosti mikropiloty probíhají po jejím spojení s nadzákladovou konstrukcí v plné hodnotě, předtížené, kdy se mikropilota před spojením se základem předtíží silou odpovídající jejímu následnému zatížení, přičemž konečné sednutí je dáno jejím pružným stlačením, předpjaté, kdy předtížená mikropilota je spojena s konstrukcí v zatíženém stavu; výsledné deformace jsou pak minimální. Předtížených a předepjatých mikropilot se využívá především pro podchycování, popř. jako podpor při stěhování stávajících konstrukcí.
83
Hlubinné základy
4.7.1 Zásady technologického postupu výroby mikropilot Maloprofilové vrtání Technologie vrtání maloprofilových vrtů je prakticky shodná pro výrobu mikropilot, kotev, pro klasickou i tryskovou injektáž. Maloprofilové (někdy se uvádí též středněprofilové) bezjádrové vrtání, jež se pro tyto prvky používá, se odlišuje významně od vrtání rotačně náběrového, případně drapákového hloubení, jež je typické pro vrtané piloty, popř. pro podzemní stěny. V současné době používané vrtné soupravy jsou plně hydraulické, montované na housenicovém podvozku a mají lafetu, která umožňuje provádět vrty prakticky pod libovolným sklonem s velkou produktivitou, jež je dána jednak dlouhými pasy vrtných trubek, jednak mechanickým zásobníkem vrtných trubek, což práci usnadňuje a zrychluje. Takovéto vrtné soupravy jsou však rozměrné a vysoké, což v mnoha případech nevyhovuje. Proto existují na druhé straně speciální vrtné soupravy, jež jsou vskutku miniaturní, mohou se pohybovat ve sklepích, projedou otvory širokými 0,80 m a mohou provádět vrty ve stísněných prostorách s pracovní výškou kolem 2,20 m. Maloprofilové vrty pro mikropiloty, kotvy, hřebíky, injektáž a tryskovou injektáž se provádějí většinou jako bezjádrové, neboť požadavek na kontinuální odběr jádra by vedl k významnému snížení rychlosti vrtání a zdražení příslušných prvků. Podle způsobu rozrušování horniny lze maloprofilové bezjádrové vrtání pro výše uvedené účely dělit na: vrtání rotační (na plnou čelbu – Rotary, nebo spirálové vrtání), vrtání nárazové (příklepné), vrtání kombinované (rotačně příklepné, rotačně vibrační). Podle způsobu výnosu rozrušené horniny ze dna vrtu lze vrtání dělit na: vrtání za sucha, vrtání výplachové (s přímým proplachem, s nepřímým proplachem). Podle způsobu zajištění stability stěn vrtů lze maloprofilové vrty dělit na: nezapažené, pažené pomocí ocelových pažnic (vesměs spojovatelných), pažení pomocí suspenze (většinou jílové, nebo jílocementové, která zde navíc plní funkci vyplachování vrtů od vrtné měli, proto ji nazýváme vrtným výplachem). Technologie vrtání se volí především s ohledem na konkrétní geotechnické podmínky na staveništi, ve vztahu k dimenzím a druhu geotechnické konstrukce a s ohledem na charakter stavebního objektu. V naší praxi přichází tedy v úvahu většinou rotační vrtání spirálem za sucha, rotační vrtání na plnou čelbu s výplachem a rotačně příklepové vrtání. Rotační vrtání spirálem za sucha je vhodné pro vrty v soudržných zeminách tuhé až pevné konzistence a v měkkých poloskalních horninách, kdy vyvrtaný materiál je vynášen spirálem na povrch. Vrtné soupravy musí disponovat dostatečným krouticím momentem. Při práci v pevných jílech lze odpor při vrtání a tření snížit přidáním malého množství vody (do 10 l/min) k břitu vrtáku, je však třeba sledovat rychlost postupu vrtání, aby nedošlo k výrazné změně konzistence vrtaných zemin. Průběžné spirálové vrtáky se nastavují v pasech délky většinou 1,5 m. Typické průměry vrtání jsou v tab. 30.
84
Hlubinné základy Rotační vrtání na plnou čelbu je základní metodou provádění maloprofilových vrtů v zeminách a měkkých horninách (do třídy R4). Hlavními používanými nástroji jsou listová a valivá dláta. Listová dláta s přibírkovými stupni (2 nebo 3 břitová) jsou vhodná v měkkých horninách, jako v jílovcích, břidlicích, měkkých pískovcích apod. Valivá dláta se používají ve všech typech hornin, je však třeba zvolit vhodný druh dláta a správný režim vrtání. V měkkých horninách se používají dláta zubová (s vysokými zuby). V horninách R5 – R3 jsou vhodná i roubíková dláta (s vysokými roubíky ze slinutých karbidů). Čím jsou horniny tvrdší, tím je třeba používat nižších zubů, popř. nižších roubíků a volit větší přítlak při nižších otáčkách. V hrubých štěrcích se vrtá dlátem s roubíky při malém přítlaku. Vrty se provádějí výjimečně nepažené se vzduchovým výplachem, většinou však pažené a vyplachované vodním, jílovým a jílocementovým (zcela výjimečně pěnovým) výplachem. Jílový (bentonitový) výplach má prakticky stejné složení jako jílová pažicí suspenze, používaná pro pažení vrtaných pilot. Příkon suspenze musí být takový, aby mezikružím mezi vrtnými trubkami a stěnou vrtu dostatečně vyplachoval vrt od vrtné měli. Nejtypičtější je ovšem výplach jílocementový, jenž se používá v nestabilních zeminách (písky, štěrky) a horninách. Jeho složení (na 1 m3) je: 400 kg cementu CEM II/A-S, 55 kg aktivovaného bentonitu (Sabenil), 850 l vody. Hotový výplach se vyznačuje následujícími vlastnostmi: objemová hmotnost 1,31 t/m3, viskozita 35 – 38 s (Marsch), dekantace 1 %/3 hod. Rotačně příklepné vrtání se používá jednak v tvrdých horninách, kde není třeba pažit, jednak ve štěrcích, balvanitých zeminách a ostatních horninách (kromě měkkých až tuhých soudržných zemin), kde se průběžně paží ocelovými spojovatelnými pažnicemi (systém Duplex). Vrtná drť je vynášena mezikružím na povrch pomocí stlačeného vzduchu vyráběného v kompresorech. Vlastní kladivo je buď horní, nebo ponorné. Vlastní nástroj je tvořen korunkou buď křížovou, nebo roubíkovou, jež na dno vrtu jednak klepe a současně se otáčí. Rychlost vrtání závisí jak na otáčkách, tak na přítlaku. Při vrtání systémem Duplex, při němž se dosahuje nejvyšší produktivity práce, se současně se spodovým (ponorným) kladivem zatahuje do vrtu kolona pažnic ukončená vrtnou korunkou (většinou roubíkovou), přičemž vlastní dláto má konstantní předstih před pažnicí. Obojí se potom nastavuje v jednom dílu, což při větších průměrech nástroje a vrtné soupravě nevybavené mechanickým, či automatickým podavačem trubek činí velké potíže, neboť značná hmotnost této kolony prakticky brání ruční manipulaci. Proto je vrtání systémem Duplex typické pro velké vrtné soupravy, nikoliv pro stísněné podmínky práce např. ve sklepích. Tab. 30 Doporučené minimální průměry vrtů a typy vrtných nástrojů pro mikropiloty Typ nástroje
Průměr nástroje podle průměru trubní výztuže mikropiloty [mm]
spirálový vrták
70/12 118, 140
89/10 140, 180
108/16 180, 220
listové dláto s přibírkovými stupni
75/120
75/140
75/160
valivé dláto (neagresivní prostředí)
Min.118
Min.130
Min.150
valivé dláto (agresivní prostředí)
Min.150
Min.170
Min.190
ponorné kladivo (bez pažní) pažnicová kolona Duplex (neagresivní prostředí) pažnicová kolona Duplex (agresivní prostředí)
Min.118
Min.133
Min.156
121
133
156
133
156
191 85
Hlubinné základy Výztuž mikropilot Výztuž mikropilot je tvořena buď ocelovými silnostěnnými trubkami (trubní mikropiloty), nebo speciálně upraveným armokošem z betonářské výztuže (mikropiloty armokošové), popř. ocelovými tvarovanými tyčemi (např. mikropiloty GEWI). Trubky se používají většinou z oceli 11 523 a dílensky se upravují na typické délky 1 500 mm, nebo 3 000 mm s příslušnými závity a jinými úpravami. Nejtypičtější průměry výztužných trubek jsou: 70/12 mm, 89/10 mm a 108/16 mm. Samozřejmě lze použít i trubky jiných profilů; naráží to však na obtíže při výběru vhodných obturátorů a na tu skutečnost, že výztuž mikropilot existuje vesměs jako typizovaná výroba polotovarů, které lze objednat a dodat na stavbu. Na obr. 29 jsou typické díly tvořící výztuž trubní mikropiloty a v tab. 31 jsou příslušné rozměry. Perforace kořenové části výztužné trubky je tvořena 2 otvory profilu 8 mm (proti sobě), posunutými o 20 mm, přičemž je třeba dbát na dokonalé odstranění vnitřních otřepů po vrtání, jež by mohly způsobit zničení obturátoru, nebo nemožnost jeho osazení. Trubní díly jsou ve výrobně obyčejně kalibrovány pro eliminaci jejich výrobních tolerancí. Vždy dvojice těchto otvorů, tvořících budoucí injektážní etáž, je překryta gumovou manžetou tloušťky 4 mm z bezvložkové hadice délky 80 mm. Spodní část kořenové výztužné trubky je opatřena zátkou z plechu tloušťky 3 mm. Jednotlivé díly výztužných trubek se spojují pomocí spojníků délky 100 – 150 mm, opatřených průběžným vnitřním plochým závitem. Hlava mikropiloty přenášející pouze tlak se opatřuje ocelovou deskou z plechu tloušťky 20 mm – 200/200 mm s přivařeným nátrubkem, hlava mikropiloty přenášející tah se opatřuje deskou se speciálním šroubem, přizpůsobeným vnitřnímu závitu konce výztužné trubky. V obou případech mají desky středový otvor profilu 30 mm pro odvzdušnění a provedení vnitřní výplně. Výztužné trubky mikropilot lze zapouštět vcelku (pokud je k tomu dostatek místa a k dispozici je např. jeřáb), nebo po částech a montovat je nad vrtem opatřeným zálivkou. V případě výztužných trubek zapouštěných vcelku se připouštějí svařované spoje. Armokošové mikropiloty mají výztuž sestavenou z podélných prutů profilů 20 – 28 mm z oceli 10425 nebo 10505 ovinutých spirálou z profilu 5 – 6 mm. Středem armokoše prochází manžetová trubka z PVC profilu 50/3,8 mm, která je v kořenové části opatřena vždy čtveřicí vrtů profilu 6 mm překrytých gumovou manžetou z bezvložkové hadice 60/5 délky 80 mm, a to po 500 mm. Nejnižší manžeta je osazena 250 mm od konce manžetové trubky, jenž je zaslepen zátkou. Vyrábějí se i speciální manžetové trubky. Armokoš se vyrábí zpravidla v jednom kuse a tak se i osazuje. Tab. 31 Rozměry typických dílů výztužných trubek mikropilot Typ Trubka profilu 70/12 89/10 108/16 x)
86
Spojník C
Trubka A, B D
l
70
3 000x)
89
3 000
x)
3 000
x)
108
Zátka D
Hlava na tlak E
l1
d1
l2
d1
l3
a
t
l3
50,5
83
100
83
50
200
20
50
58
114
150
114
75
250
20
75
75,5
127
150
127
75
300
40
75
typické délky jsou 3 000 a 1 500 mm
Hlubinné základy
l1
C d
A
d1
l1
250
500
500
500
500
500
l2
250
l l1 d
B
D
PL.3 3
l
d1
l1
l3
Ř30
a
d1
E
a
t
l3
Obr. 29 Schéma typických dílů výztužných trubek mikropilot: A – perforovaná trubka, B – plná trubka, C – spojník, D – zátka, E – hlava na tlak s nátrubkem Tyčové mikropiloty se vyrábějí z tvarované ocelové tyče profilu 50 – 70 mm (s nalisovaným hrubým závitem, např. GEWI) a manžetová trubka profilu 32/3,6 mm se k tyči připevňuje ovázáním. Zálivka a injektáž mikropilot Bezprostředně po dokončení vrtu a jeho vyčištění se vrt vyplní zálivkou. V případě vrtání na vodní, jílový nebo jílocementový výplach se provede výměna výplachu za zálivku. Ta se může do vrtu čerpat přes vrtné nářadí, jinak se čerpá pomocí PVC trubky 50/3,8 mm zasunuté na dno vrtu. V případě vrtu zapaženého ocelovou pažnicí se provede výměna výplachu za zálivku při dovrtání na konečnou hloubku a výztužná trubka se osazuje do pažnicové kolony, jež se ihned vytahuje za současného doplňování zálivky. Zálivka pro mikropiloty se používá cementová o složení c : v = 2,2 : 1. Na 1 m3 zálivky se dávkuje 1285 kg cementu CEM II/A-S a 585 l vody. Míchá se v aktivační míchačce a přepouští se do pomaluběžné míchačky; zpracovat se musí do 3 hodin. Tato cementová zálivka má následující vlastnosti: objemová hmotnost 1,87 t/m3, dekantace 1 %/1 hod, pevnost 20 MPa/7 dní a 27 MPa/28 dní. Do takto vyplněného vrtu cementovou zálivkou se zapouští výztuž mikropiloty, jež je zbavena nečistot a odmaštěna (v případě trubní výztuže), aby nebyla snížena přilnavost k cementovému kameni. Současně se zajistí krytí výztuže mikropilot, jehož minimální velikosti jsou stanoveny podle tab. 32.
87
Hlubinné základy Osová únosnost mikropilot závisí zejména na jejím upnutí do okolní základové půdy v oblasti kořene. Toto upnutí se dosáhne injektáží kořene mikropiloty. Při injektáži nejde o proinjektování okolní zeminy (např. za účelem jejího zpevnění, či snížení propustnosti, jak je tomu u klasické injektáže), účelem je dosáhnout roztržení zálivky a její roztlačení radiálním směrem za pomocí injekční směsi tak, aby byla mikropilota upnuta do okolního prostředí. Injektuje se zpravidla menším množstvím injekční směsi, přičemž typické jsou opakované reinjektáže. Konečný injekční tlak je předepsán v návrhu a k jeho dosažení je často nutná (podle druhu základové půdy) injektáž ve více fázích. Injektuje se zásadně vzestupně (od nejspodnější etáže k vrchní etáži kořene) pomocí dvojitého obturátoru upnutého na příslušnou etáž, a to buď ve výztužné trubce (mikropiloty trubní), nebo v trubce manžetové (mikropiloty armokošové, eventuelně ostatní). Používá se necirkulační obturátor rozpínatelný pneumatický, popř. hydraulický nebo i mechanický. Injektuje se cementovou suspenzí o stejném složení jako je cementová zálivka, tedy c : v = 2,2 : 1. Injektáž se provádí vysokotlakým čerpadlem podle následujícího technologického postupu: Tab. 32 Minimální krytí výztuže mikropilot [mm] podle druhu prostředí a způsobu jejich namáhání Druh zálivky
Neagresivní prostředí
Středně agresivní prostředí
Tlak
Tah, ohyb
Tlak
Tah, ohyb
cementová
20
30
40
50
malta
35
40
50
60
a) 1. fáze injektáže Při použití cementu CEM II/A-S (tř. 32,5) ji lze zahájit za 12 hodin po osazení výztuže; při použití jiných cementů, popř. malty je třeba tuto dobu stanovit podle nárůstu pevnosti. Dvojitý obturátor se osadí na spodní etáž a injektuje se při sledování tlaku a spotřeby. Dosáhneli se návrhem předepsaného tlaku (např. 2,0 – 4,0 MPa), považuje se injektáž příslušné etáže za ukončenou, dvojitý obturátor se uvolní a posune na následující etáž a celý postup se opakuje. Pokud se předepsaného tlaku nedosáhne, injektuje se zpravidla 15 l směsi (v horninách skalních, poloskalních a nesoudržných), respektive 5 l směsi (v zeminách soudržných), v navážkách a násypech (pokud je v nich umístěn kořen mikropiloty) i více (např. 50 l). Tlak při injektáži zpravidla zpočátku roste, potom náhle klesne (protržení zálivky) a při další injektáži by měl stoupat. Po protržení zálivky je třeba tlak ihned snížit a injektovat rychlostí asi 4 – 7 l/min při nejpomalejším chodu čerpadla. Po ukončení 1. fáze injektáže je třeba výztužnou (manžetovou) trubku dokonale propláchnout vodou, aby byla neustále průchodná. K tomu se používá PE hadička 20 mm, ukončená speciální hlavou s tryskami. b) 2. a další fáze injektáže (reinjektáž) Při použití cementu CEM II/A-S (tř. 32,5) může následovat nejdříve za 6 – 10 hodin po předcházející fázi injektáže. Kritérium je stále dosažení návrhem předepsaného tlaku (potom se jedná o konečnou fázi), nebo spotřeby směsi (následuje další reinjektáž). Pokud se nepodaří protrhnout zálivku ani při tlaku 8 – 10 MPa, považuje se injektáž této etáže za ukončenou. Pokud ani při 3. fázi injektáže (2. reinjektáži) není dosaženo návrhem předepsaného tlaku, je třeba poradit se s projektantem. Zainjektovanou mikropilotu je třeba vyplnit cementovou zálivkou stejného složení (c : v = 2,2 : 1). To se provádí pomocí PE hadičky 20 mm, zapuštěné na dno výztužné (manžetové) trubky. Zálivku je třeba asi po 2 dnech doplnit, z titulu odstoje vody. 88
Hlubinné základy
4.7.2 Únosnost mikropilot Mikropiloty se s ohledem na své rozměry a tuhost používají především pro přenos osových sil (tlakových i tahových). Schopnost mikropilot přenášet i síly příčné a ohybové momenty závisí především na druhu a rozměrech jejich výztuže, v menší míře pak na okolní základové půdě. Osovou únosnost mikropilot lze stanovit zkouškou, nebo statickým výpočtem. Příčnou únosnost mikropilot lze stanovit statickým výpočtem únosnosti průřezu mikropilot podle zásad výpočtu ocelových, betonových, popř. spřažených konstrukcí. Zatěžovací zkoušky Zatěžovací zkoušky mikropilot se provádějí vesměs jako statické se stupňovitým zatížením, obdobné, jako v případě pilot. Uspořádání této zkoušky je však zpravidla jednodušší a vlastní zkouška je levnější, což je dáno relativně snadno dosažitelnou silou potřebnou při této zkoušce. Typické uspořádání statické zatěžovací zkoušky je na obr. 30. Využívá se celkem 3 mikropilot umístěných v řadě ve stejných osových vzdálenostech, jež jsou nejméně 20d, kde d je průměr mikropiloty (minimálně však 1,50 m). Střední mikropilota je zkušební (jak pro tlak, tak i pro tah), krajní piloty jsou reakční. Zkušební most je ocelový z válcovaných, popř. svařovaných nosníků, dimenzovaných tak, aby (jako prostý nosník) přenesl příslušná zatížení při zkoušce a jeho deformace byla v přijatelných mezích. A
B 4
3
3 4
6 5
2
1
5
2
2
1
2
Obr. 30 Uspořádání statické zatěžovací zkoušky mikropiloty: A – tlaková zkouška, B – tahová zkouška; 1 – zkušební mikropilota, 2 – reakční mikropiloty, 3 – zatěžovací most, 4 – hydraulický lis, 5 – měření deformací hlavy mikropiloty, 6 – táhla spojující hlavu mikropiloty s lisem Při zatěžovací zkoušce se měří deformace hlavy mikropiloty nejméně dvěma nezávislými snímači s přesností nejméně 0,1 mm. Vlastní zkouška má obdobný průběh jako statická zatěžovací zkouška piloty; za kritérium ustálené deformace se považuje její přírůstek menší než 0,1 mm/20 minut (ČSN EN 14 199), lze však stanovit kritérium přísnější. Statické zatěžovací zkoušky lze provádět jak na mikropilotách nesystémových, a to v případě: použití nové a nevyzkoušené technologie provádění mikropilot, složitých geotechnických podmínek na staveništi, kdy není dostatek stávajících zkušeností, mimořádných požadavků na únosnost mikropilot, když je zřejmé, že náklady na zkoušku se zhodnotí při návrhu systémových mikropilot. 89
Hlubinné základy V případě mikropilot systémových lze statické zatěžovací zkoušky provádět pouze se souhlasem projektanta, a to silami, které nepřekročí jejich pracovní zatížení. Speciálním případem jsou mikropiloty předtěžované, popř. předpínané. Norma ČSN EN 14 199 doporučuje provádět kontrolní statické zatěžovací zkoušky systémových mikropilot následovně: v případě tlakových zatížení – nejméně 1 zkouška na každých 100 ks mikropilot, v případě tahových zatížení – nejméně 1 zkouška na každých 25 ks mikropilot. Pro vyhodnocování výsledků statické zatěžovací zkoušky mikropiloty neexistují jednotná a předem daná kritéria. Postupuje se ve smyslu ČSN EN 1997–1 tak, že pro vnější únosnost mikropiloty (její interakci se základovou půdou) je zpravidla rozhodující 2. mezní stav (použitelnosti), kdy důležitá je deformace hlavy mikropiloty a pro vnitřní únosnost složeného průřezu (popř. pouze ocelového průřezu – v případě mikropilot trubních) je rozhodující 1. mezní stav z hlediska dimenzování tohoto průřezu. Pokud je třeba omezit deformace mikropilot v konstrukci (např. při podchycování), navrhují se mikropiloty předtížené. Je-li nutné vyloučit, popř. omezit i pružnou deformaci, navrhují se mikropiloty předepnuté. Při předtěžování se mikropilota postupně zatíží stupni: 0,5P; 0,8P; 1,0P (kde P je její pracovní zatížení) a nakonec se zcela odlehčí. Kritérium ustálení deformace je 0,1 mm/20 minut. V jílech bývá ovšem doba zatěžování při stupni 1,0P i několik hodin. Takto předtížená mikropilota bude se v konstrukci deformovat pouze pružně. Předepjatá mikropilota se zatěžuje obdobně s tím rozdílem, že se do konstrukce zabuduje v zatíženém stavu, což lze realizovat např. při podchytávání stávajících základů pomocí podvleků. Statický výpočet a) vnější návrhová únosnost osamělé mikropiloty Umv,d Jedná se v podstatě o vnější únosnost její kořenové části, jež je dána: Umv,d = Ums,d + Ump,d
(71)
kde Ums,d je únosnost na plášti kořene mikropiloty, Ump,d únosnost na patě tlačené mikropiloty v případě jejího vetknutí (popř. i opření) do hornin R1 až R3 (v ostatních případech tlakových mikropilot se Ump,d zanedbává). Ump = d2 / 4Rd
(72)
Ums,d = d Lti i mz
(73)
kde d je průměr mikropiloty (průměr vrtu opatřeného výztuží a zálivkou), Rd únosnost na patě pro skalní horniny R1 – R3 stanovená např. podle tab. 33, Lti délka kořenové části mikropiloty v příslušné i-té únosné vrstvě, i návrhová velikost plášťového tření v příslušné hornině podle tab. 34, mz koeficient, jež závisí na druhu zatížení (pro tlak mz = 1,0, pro tah mz = 0,8).
90
Hlubinné základy Tab. 33 Návrhové velikosti napětí Rd na patě mikropilot v horninách R1 – R3 Hornina – třída R1 R2 R3 x)
Typické vlastnosti
Rd [MPa]
σCx) > 150 MPa x) σC = 50 – 150 MPa σCx) = 15 – 50 Mpa
8,0 – 10,0 4,0 – 6,0 1,5 – 3,0
σC je pevnost horniny v prostém tlaku
Tab. 34 Návrhové velikosti plášťového tření mikropilot Typické vlastnosti
Počet injektáží
Konečný injektážní tlak [MPa]
Plášťové tření i [MPa]
f 50 MPa
0
–
0,6 – 1,0
f 50 MPa
0–1
0,5 – 3,0
0,2 – 0,6
štěrky písčité
350 450, c = 0
1–2
1,0 – 2,0
0,15 – 0,20
štěrky jílovité
25 35 , c = 10
1–2
2,0 – 4,0
0,15
písky
25 35 , c = 0
2–3
1,5 – 4,0
0,1 – 0,15
soudržné zeminy tvrdé
10 u 30 cu 0,1MPa
1–3
1,5 – 3,0
0,08 – 0,14
soudržné zeminy pevné
u 100 0,05 cu 0,15MPa
2–3
1,0 – 2,5
0,06 – 0,08
soudržné zeminy tuhé
u = 0 0,025 cu 0,05MPa
3 – (4)
0,5 – 2,0
0,04 – 0,06
Druh základové půdy skalní horniny R1 – R4 poloskalní horniny R5, R6 0
0
0
0
0
0
b) vnější únosnost skupiny mikropilot Podobně jako u pilot je třeba stanovit velikosti sil působících do jednotlivých mikropilot ve skupině od vnějšího zatížení působícího na spojovací konstrukci v hlavách mikropilot, a dále stanovit vliv tzv. skupinového účinku. Ten je v zásadě méně významný ve srovnání s pilotami, především s ohledem na rozměry mikropilot a na tu skutečnost, že jejich osová vzdálenost ve skupinovém základu je vesměs větší (a / d 5). Síly působící do jednotlivých pilot se s ohledem na tuhost spojující konstrukce stanoví obyčejně podle zásad uved ených v kap. 4.5, přičemž jejich spojení s nezákladovou konstrukcí lze považovat vesměs za kloubové. Pokud se jedná o rozsáhlý mikropilotový základ (s počtem mikropilot 10 a větším), není uvedený postup již vhodný a je třeba přistoupit k matematickému modelování, jež je obtížné, neboť interakce mikropilot se základovou půdou není jednoduchá.
91
Hlubinné základy c) vnitřní osová únosnost mikropilot Uvažujeme-li spřažený průřez mikropiloty, je jeho únosnost v tlaku za předpokladu plné plastifikace: Npl,Rd = Aa fy / a + 0,85 Ac fck / c
(74)
kde Aa je plocha tlačené oceli, Ac plocha tlačeného cementového kamene, fy návrhové napětí v oceli, fck návrhové napětí v cementovém kameni, a dílčí součinitel pro ocel, c dílčí součinitel pro cementový kámen. U mikropilot přichází obecně v úvahu vzpěr. Kritické osové zatížení prutu uloženého v elastickém prostředí charakterizovaném modulem deformace Ez (pružnosti): Ncr = 2 ((E I)e Ez)1/2
(75)
(E I)e = Ea Ia + 0,85 Ecm / c Ic
(76)
kde Ea je Ecm Ia Ic
modul pružnosti oceli, modul pružnosti cementového kamene, moment setrvačnosti ocelového průřezu, moment setrvačnosti cementového kamene.
V případě mikropilot namáhaných tahem počítáme pouze s únosností ocelové výztuže. d) vnitřní únosnost ohýbaných mikropilot s výztužnou trubkou Statické schéma pro výpočet je na obr. 31. Nejprve je třeba stanovit polohu neutrálné osy z rovnice: fy / c Aa t / (ra + t) = Am fck / c
(77)
kde t je vzdálenost neutrálné osy od osy průřezu, ra poloměr výztužné trubky, Am tlačená plocha cementového kamene. Moment únosnosti je potom dán vztahem: Mpl,Rd = fy / c (Ia + Aa t2) / (ra + t) + Am fck / c t0 kde t0 je vzdálenost těžiště plochy Am od neutrální osy.
92
(78)
Hlubinné základy NAPĚTÍ V AM
3/4(r-t)
T0M
RM
OCELI
t0
TĚŽIŠTĚ TLAČENÉ MALTY
OSA MP
ra +t
t
NEUTR. OSA ra
MALTĚ
r VRT Ra
Obr. 31 Statické schéma mikropiloty s výztužnou trubkou pro výpočet ohybové únosnosti Příklad 8 Stanovte únosnost mikropiloty s trubní výztuží profilu 108/16 mm v geotechnickém profilu: 0,0 – 3,0: násyp nehomogenní – navážka (Y), Edef = 4,0 MPa 3,0 – 6,5: jíl písčitý, tuhý (F3, IC = 0,5),
Edef = 6,0 MPa
6,5 – 7,5: zvětralá až zvětralá břidlice (R4),
Edef = 40 MPa
7,5 – 10,0: břidlice slabě zvětralá (R3),
Edef = 500 MPa
Řešení: Zvolíme průměr vrtu dv, délku svislé mikropiloty L a délku injektovaného kořene Lk: dv = 180 mm, L = 8,50 m, Lk = 5,0 m a) únosnost v tlaku vzpěr: (E I)e = 2,1 105 5,04 10-6 + 0,85 2,5 104 / 1,35 4,48 10-5 = 1,65 MNm2 Ez,mean = (3,0 4,0 + 3,5 6,0 + 1,0 40 + 1 500) / 8,5 = 67,41 MPa Ncr = 2 (1,65 67,41)1/2 = 21,09 MN – výrazně překračuje vnitřní únosnost MP, vzpěrná pevnost tedy nemá význam, vnější únosnost: Umv,d = 3,14 0,182 / 4 2000 + 3,14 0,18 (3 50 + 1 600 + 1 800) = 926,93 kN vnitřní únosnost: Npl,Rd = 4,62 10-3 5 102 / 1,15 + 0,85 1,62 10-2 25 / 1,35 = 2,26 MN > 0,93 MN, rozhoduje vnější únosnost b) únosnost v tahu Umvt,d = 0,8 3,14 0,18 (3 50 + 1 600 + 1 800) = 700,85 kN 93
Hlubinné základy Poznámky: únosnost mikropilot na plášti je závislá od dosažení přísl. konečného injekčního tlaku podle tab. 31, při aplikaci 1. mezního stavu podle NP2 je třeba pro zatížení využít koeficientů pro A1 a vypočtenou únosnost dělit příslušnými koeficienty γR pro R2 (podle tab. 15), únosnost je třeba posuzovat ve vztahu k návrhovému zatížení; např. skládá-li se svislá síla z 50 % ze zatížení stálého a 50 % ze zatížení pohyblivého, bude „zatížitelnost“ P této MP v tlaku: 0,5 1,35 + 0,5 1,5 = 1,425; Ptl = 926,93 / (1,425 1,1) = 591,34 kN a v tahu Ptah = 700,85 / (1,425 1,15) = 427,67 kN
4.7.3 Použití mikropilot Mikropiloty jsou relativně drahé a pracné prvky speciálního zakládání staveb, jejichž využití je vázáno na takové konstrukce a případy, kdy jiné, levnější a méně technologicky náročné metody nejsou použitelné, a to jak z důvodů prostorových (naprostá většina případů), tak z důvodů geotechnických, kdy např. velkoprůměrové vrtání v daném geologickém, profilu není reálné. Hlavní oblast použití je tedy vázána na rekonstrukce a sanace staveb a na podchycování stávajících objektů, pro zakládání novostaveb jsou používány zřídka. S ohledem na cenu mikropilot se vždy snažíme o takový návrh osově zatížených mikropilot, kdy vnější únosnost se blíží únosnosti vnitřní. V případě podchycování za účelem zvýšení únosnosti stávajících základů, zejména plošných, je hlavním problémem nikoliv únosnost jednotlivých mikropilot, ale zejména možnost přenosu zatížení ze stávajících základů (nosných zdí, sloupů) do vlastních mikropilot. Na obr. 32 jsou příklady chybného a správného návrhu podchycení stávajících základů pomocí mikropilot. Příklad ad a) ukazuje zcela chybný návrh, který je však relativně častý u nezkušených projektantů. Během provrtávání stávajících plošných základů dochází nejspíše k jejich porušení, a to zejména, jedná-li se o základy z prokládaného kamene nebo prostého betonu. V průběhu dalšího vrtání dochází k proplachování vrtu a usazování měkké zeminy na stěně vrtu procházejícího stávajícím základem, a to bez praktické možnosti tento průchod jakkoliv vyčistit. V průběhu dalšího technologického postupu se vyrobí únosná mikropilota, schopná přenášet řádově stovky kN podle požadavku na podchycení. Tyto síly by ovšem měly být přeneseny „třením“ v rozbitém a znečištěném průchodu skrz stávající základ, což je naprosto nereálné. Toto řešení je přijatelné v případě podchytávání kamenných mostních pilířů, kdy mikropiloty procházejí pilířem v délce několika metrů. V tomto případě může být přenos síly z mikropiloty do dříku pilíře reálný, což je nutné vždy pečlivě zvážit. Správné řešení je na obr. 32b, kdy se využije staticky naprosto jasně působící konstrukce podvleků (ocelových, nebo betonových) skrz stávající zdi a vesměs svislých mikropilot. Jejich hlavy lze opatřit hydraulickými lisy a tak řídit případné deformace stávajících zdí.
94
Hlubinné základy
Obr. 32 Podchycení stávající nosné zdi pomocí mikropilot: a – nesprávný návrh, b – správné řešení Mikropiloty ve formě mikropilotových bárek se s úspěchem využívá pro podchycování nosných sloupů např. za účelem podkopání stávajícího objektu pro vytvoření hlubšího suterénu (obr. 33). V průběhu výkopu se jednotlivé mikropiloty zavětrují za účelem vytvoření relativně tuhé konstrukce a nové sloupy se obyčejně betonují uvnitř této bárky. Mikropiloty se současně využijí pro hlubinné založení těchto nastavených sloupů. Speciální případ použití mikropilot je při sanacích vrtaných pilot, kdy se jimi překlene nekvalitní, popř. přerušený dřík velkoprůměrové vrtané piloty.
95
Hlubinné základy
Obr. 33 Mikropilotová bárka Speciální případ použití mikropilot je při sanacích vrtaných pilot, kdy se jimi překlene nekvalitní, popř. přerušený dřík velkoprůměrové vrtané piloty.
96
Hlubinné základy
4.8 Trysková injektáž 4.8.1 Definice, druhy a oblast použití tryskové injektáže Trysková injektáž je metoda zlepšování vlastností základové půdy, založená na rozrušení struktury základové půdy v okolí vrtu vysokou mechanickou energií tryskaného média, jejího částečného nahrazení a smíchání rozrušené základové půdy s cementačním pojivem. Provádění, zkoušení a monitoring tryskové injektáže se řídí ustanoveními evropské normy ČSN EN 12716: Provádění speciálních geotechnických prací – Trysková injektáž. Podle metody provádění se trysková injektáž dělí následovně: jednofázový systém (někdy popisovaný jako M1, R1), při němž se rozrušování zeminy, jakož i její zpevnění dosahuje jedním médiem o vysoké mechanické energii, obyčejně paprskem cementové suspenze (obr. 34); dvojfázový systém vzduchový (někdy popisovaný jako M2, R2), zahrnující technologii tryskové injektáže, při níž rozrušování zeminy a její zpevnění se dosahuje vysokou mechanickou energií tryskaného paprsku, zpravidla cementové suspenze, za podpory stlačeného vzduchu jakožto druhého média. Stlačený vzduch obyčejně obaluje paprsek cementové suspenze a činí jej průraznějším; dvojfázový systém vodní (někdy označovaný jako M2, R2 s vodním předřezem), zahrnující technologii tryskové injektáže, při níž je rozrušování zeminy dosaženo pomocí vysoké mechanické energie vodního paprsku a zpevnění nastává odděleným paprskem injekční směsi, vesměs cementové (obr. 34); trojfázový systém (někdy označovaný jako M3, R3), což je technologie tryskové injektáže, při níž je rozrušování zeminy dosaženo vysokou mechanickou energií vodního paprsku za podpory stlačeného vzduchu a zpevnění nastává odděleným paprskem injekční směsi, vesměs cementové.
Obr. 34 Schéma technologie provádění M1 – tryskové injektáže jednofázové M2 – dvojfázové vodní 97
Hlubinné základy Jednotlivé druhy tryskové injektáže se volí s ohledem na geotechnické poměry na staveništi, na geometrický tvar výsledných prvků, popř. konstrukcí s ohledem na jejich výsledné vlastnosti a způsob provedení. Obecně platí, že čím vyšší stupeň tryskové injektáže, tím větší jsou výsledné rozměry jednotlivých prvků, jejichž realizace se však stává náročnější a často „agresivnější“ k zemnímu prostředí, zvláště pak ke stavebním konstrukcím. Proto se jednotlivé metody různě kombinují za účelem dosažení nejlepšího efektu v daných geotechnických podmínkách a s ohledem na výsledné parametry jednotlivých prvků či konstrukcí. Trojfázová trysková injektáž se používá zřídka, neboť pro její realizaci je třeba ve vrtném soutyčí vést 3 oddělená média (vodu, vzduch, cementovou suspenzi), což klade značné nároky jak na vlastní zařízení, tak na technologii provádění. Celkově je však třeba zdůraznit, že provádění tryskové injektáže je mimořádně specializovanou a náročnou technologií, která vyžaduje speciální, kvalitní a mimořádně nákladné zařízení, kvalifikované a zodpovědné pracovníky a zejména dostatek zkušeností, které lze získat pouze dlouhodobou praxí. V ČSN EN 12716 se pracuje s následujícími pojmy a definicemi: prvek tryskové injektáže – objem zeminy upravené tryskovou injektáží jedním vrtem, hlavní užívané prvky jsou: o sloup tryskové injektáže – válcový prvek vytvořený pomocí tryskovou injektáží, kdy se monitor otáčí, o lamela z tryskové injektáže – plošný prvek vytvořený pomocí tryskovou injektáží, kdy se monitor kývavě otáčí pouze ve vymezeném sektoru, konstrukce z tryskové injektáže – sestava prvků tryskové injektáže, jež se částečně, nebo zcela dotýkají, či překrývají; nejvíce užívané konstrukce z tryskové injektáže jsou: o stěna z tryskové injektáže – stěna vytvořená z jednotlivých prvků tryskové injektáže, o deska z tryskové injektáže – horizontální konstrukce vytvořená pomocí spojených vertikálních sloupů tryskové injektáže omezené výšky, o klenba z tryskové injektáže – konstrukce vytvořené z horizontálních, popř. mírně (od vodorovné) ukloněných sloupů tryskové injektáže, o blok z tryskové injektáže – třírozměrná konstrukce vytvořená většinou ze sloupů tryskové injektáže; vrtná souprava pro tryskovou injektáž – běžná rotačněvrtná souprava pro maloprofilové (vesměs bezjádrové) vrtání, umožňující automatickou regulaci rotace a posuvu vrtného soutyčí a nářadí; vrtné soutyčí pro tryskovou injektáž – vrtné soutyčí s jednoduchými, dvojitými, popř. i trojitými vnitřními kanály, umožňujícími vést jednotlivá média k monitoru; monitor – nástroj montovaný na konec soutyčí (resp. mezi konec soutyčí a vrtný nástroj), umožňující tryskat paprsek (paprsky) tekutého média (médií) tryskovou injektáží do základové půdy; tryska – speciální výměnný prvek montovaný do monitoru, zprostředkující transformaci média tryskové injektáže ve vrtném soutyčí do paprsku tryskajícího do základové půdy; trysky jsou obyčejně vyrobeny ze slinutých karbidů, nebo ze speciální keramiky, a mají různé tvary i průměry otvorů; poloměr účinnosti tryskové injektáže – účinný dosah paprsku rozrušujícího zeminu, měřený od osy monitoru; 98
Hlubinné základy vyplavený materiál – přebytek směsi částic rozrušené zeminy a média tryskové injektáže vznikající při jejím provádění a obvykle vytékající na povrch terénu mezikružím vrtu pro tryskovou injektáž; parametry tryskové injektáže jsou definovány následovně: o tlak média tryskové injektáže uvnitř vrtného soutyčí pro tryskovou injektáž, o průtok média uvnitř vrtného soutyčí pro tryskovou injektáž, o složení injekční směsi, o rychlost rotace vrtného soutyčí pro tryskovou injektáž (při provádění sloupů tryskové injektáže), o rychlost vytahování (nebo i zapouštění) vrtného soutyčí pro tryskovou injektáž; předřez (předtryskání) – technologický postup, při němž tryskání příslušného prvku tryskové injektáže je usnadněno rozrušováním zeminy pomocí vodního paprsku, nebo paprskem jiného média prováděným v předstihu; pořadí provádění: čerstvý – čerstvý – pořadí provádění prvků tryskové injektáže, při němž se následný prvek provádí ihned po předchozím, bez čekání na zatvrdnutí sousedních prvků; pořadí provádění: primární – sekundární – pořadí provádění prvků tryskové injektáže, při němž může být tryskání nového prvku na styku s prvkem již provedeným zahájeno až po stanovené době tvrdnutí, nebo dosažení předepsané pevnosti sousedního prvku tryskové injektáže, provedeného v předchozím kroku; materiál prvku tryskové injektáže – materiál, z něhož je tvořeno těleso prvku tryskové injektáže. Jeho vlastnosti závisejí jak na vlastnostech původní (nezlepšené) základové půdy, tak i na technologii a parametrech použité tryskové injektáže; vyztužená trysková injektáž – obyčejně sloup tryskové injektáže vyztužený ocelovou trubkou, betonářským prutem, popř. válcovaným profilem, umístěným obyčejně v ose sloupu a vkládaným buď do čerstvě vytryskaného sloupu, nebo do následného vrtu vyplněného cementovou suspenzí; v žádném případě nelze na takovýto prvek pohlížet jako na železobetonový průřez srovnatelný např. s klasickým železobetonovým sloupem. Poznámka: Příslušné vysvětlující obrázky jsou součástí ČSN EN 12716.
4.8.2 Technologické zásady provádění tryskové injektáže Před návrhem tryskové injektáže musí být k dispozici následující podklady: a) geotechnické, tj. detailní popis základové půdy na staveništi s údaji o jejích geotechnických vlastnostech v rozsahu dotčeném tryskovou injektáží. Zvláštní pozornost musí být věnována zejména: výskytu tuhých a pevných vrstev a čoček soudržných zemin, bobtnavým jílů, vysokému obsahu organických látek v zemině, výskytu senzitivních jílů, 99
Hlubinné základy stmeleným, nebo jakkoliv zpevněným vrstvám nebo čočkám zemin, úrovni hladiny podzemní vody, výskytu napjaté hladiny podzemní vody, vysokému hydraulickému spádu podzemní vody, agresivitě podzemní vody, ulehlosti nesoudržných zemin, výskytu kamenů a balvanů, výskytu dutin v základové půdě, výskytu chemického odpadu nebo skládek, granulometrickému složení základové půdy, její vlhkosti, konzistenčním mezím, smykové pevnosti zemin; b) stavební (okrajové podmínky na staveništi), což jsou základy sousedních budov, podzemní stavby a inženýrské sítě, vzdušná vedení a ostatní pracovní překážky, přístupnost staveniště; c) požadavky na ochranu životního prostředí, zvláště s ohledem na nakládání s vyplaveným materiálem; d) přípustné deformace podchytávaných, nebo sousedních objektů. Při navrhování a provádění tryskové injektáže se obyčejně postupuje podle níže uvedeného seznamu činností (tab. 35), přičemž jejich uvedené pořadí nemusí nutně odpovídat časovému pořadí. Vlastní technologický postup provádění tryskové injektáže sestává z následujících činností: vrtání (bezjádrových) maloprofilových vrtů předem určených geometrických vlastností; zavedení monitoru spojeného s vrtným soutyčím pro tryskovou injektáž na dno vrtu (tento krok obyčejně odpadá, neboť monitor bývá montován na soutyčí již v průběhu vrtání); tryskání média rozrušujícího strukturu zeminy a pomocí pojiva zpevňujícího zeminu při současném vytahování a otáčení soutyčí s předem určenými hodnotami pro rychlost vytahování a otáčení, pro tlak a průtok každého jednotlivého média. Strojní zařízení pro provádění tryskové injektáže zahrnuje: vrtnou soupravu, vybavenou pro tryskovou injektáž, tj. se soutyčím pro tryskovou injektáž, monitorem a zařízením k pohonu soutyčí, jenž musí být tak uzpůsoben, aby umožnil pohyb vrtného soutyčí stanovenou rychlostí otáčení a posunu; míchací zařízení pro přípravu médií tryskové injektáže, včetně jejich skladování (jde vesměs o cementovou suspenzi); vysokotlaké čerpadlo; vysokotlaká potrubí spojující čerpadlo s vrtnou soupravou; zařízení k měření tlaku, průtočné rychlosti a množství, rychlosti otáčení a posunu, jakož i okamžité hloubky monitoru; zařízení pro hospodaření s vyplaveným materiálem. Délka vrtného soutyčí vrtné soupravy, jakož i výška lafety nemá být kratší, než je délka navrhovaného prvku tryskové injektáže. To však nelze v některých případech zaručit, např. při podchycování pomocí tryskové injektáže ze sklepních prostor apod. Snahou je však vždy 100
Hlubinné základy minimalizovat přerušení při tryskání sloupů tryskové injektáže. Vrtné soutyčí pro tryskovou injektáž musí být přizpůsobeno různým systémům provádění: pro jednofázový systém – jedním kanálem pro přívod cementové suspenze, pro dvojfázový systém – dvěma kanály pro transport dvou médií (suspenze a vzduchu, popř. vody a suspenze), pro trojfázový systém – třemi kanály pro transport všech tří médií (suspenze, vody a vzduchu). Tab. 35 Doporučený seznam činností při navrhování a provádění tryskové injektáže Číslo Činnost 1
Získání údajů z geotechnického průzkumu staveniště
2
Rozhodnutí o vhodnosti použití tryskové injektáže, předběžné zkoušky v laboratoři a na staveništi (jsou-li možné), vypracování předběžných technických specifikací
3
Získání všech potřebných povolení pro provádění tryskové injektáže od úřadů a ostatních účastníků
4
Stanovení geotechnické kategorie, globální návrh prvků a konstrukcí tryskové injektáže Předběžné stanovení fází provádění
5
7
Zhodnocení geotechnických vlastností základových půd ve vztahu k návrhovým předpokladům Posouzení proveditelnosti návrhu
8
Provedení zkušebních prvků (zkušebního pole) a příslušných zkoušek
6
9
Vyhodnocení výsledků provedených zkoušek
10
Volba systému tryskové injektáže
11 12
Provádění dokumentace tryskové injektáže, návrh rozměrů, umístění a orientace prvků a konstrukcí tryskové injektáže Stanovení pracovního postupu
13
Stanovení omezujících faktorů pro postup prací
14
Změna, popř. upřesnění pracovního postupu
15
Instrukce všem zainteresovaným stranám týkající se klíčových bodů návrhu, jímž má být věnována zvláštní pozornost
16
Specifikace pro monitoring vlivů tryskové injektáže na sousední stavební objekty (druh a přesnost přístrojů, volba metod, četnost měření) a pokyny pro vyhodnocení výsledků
17
Stanovení mezních přípustných hodnot účinků tryskové injektáže na okolní zástavbu
18
Provádění tryskové injektáže, včetně monitoringu parametrů tryskové injektáže
19
Dohled nad prací, včetně definování kvalitativních požadavků
20
Monitorování účinků tryskové injektáže na okolní zástavbu a předávání výsledků měření Kontrola kvality provedených prací
21
101
Hlubinné základy Více kanálů prochází vždy jedním soutyčím k monitoru. Monitor pro jednotlivé systémy obsahuje: pro jednofázovou tryskovou injektáž – vybavení jednou, nebo dvěma kruhovými tryskami rozmístěnými po obvodu proti sobě v různých výškách; pro dvojfázovou vzduchovou tryskovou injektáž – vybavení jednou či dvěma koncentrickými tryskami (vzduch je veden mezikružím a obaluje paprsek cementové suspenze); pro dvojfázovou vodní tryskovou injektáž – vybavení jednou či více tryskami pro vysokotlaké tryskání vody a jednou či více níže položenými tryskami pro cementovou suspenzi; pro trojfázovou tryskovou injektáž – vybavení jednou či více koncentrickými tryskami pro vodní paprsek obalený stlačeným vzduchem a jednou, či více níže položenými tryskami pro cementovou suspenzi. Vrty pro tryskovou injektáž se provádějí jako maloprofilové stejnou technologií jako vrty pro mikropiloty, kotvy, či klasickou injektáž. Průměr vrtů je 100 – 200 mm; obecně platí, že pro vícefázovou tryskovou injektáž je zapotřebí větší průměr vrtů. Vrtáno může být na vzduchový, vodní, cementový, jílocementový, popř. i pěnový výplach. Odchylka osy ohlubně vrtu by se neměla od navrhované polohy lišit více, než o 50 mm a sklon osy vrtu více, než o 2 %. Průměr vrtů se volí takový, aby při tryskání mohl vyplavený materiál volně vytékat mezikružím mezi stěnou vrtu a vrtným soutyčím. Míchací a čerpací stanice sestává pro různé systémy tryskové injektáže z těchto komponentů: pro jednofázový systém: skladovací zařízení na cement (obyčejně silo), aktivační míchačka, pomaluběžná míchačka (domíchávač), vysokotlaké čerpadlo; pro dvojfázový systém vzduchový: jako výše, a navíc výkonný kompresor se vzdušníkem; pro dvojfázový systém vodní: jako pro jednofázový systém, a navíc vysokotlaké čerpadlo pro tryskání vody; pro trojfázový systém: jako pro dvojfázový systém vodní, a navíc kompresor se vzdušníkem. Po dovrtání do navrhované hloubky se obyčejně ihned začne s tryskáním. Tryská se odspodu a při provádění sloupů se monitorem rotuje pomalými otáčkami a soutyčí se povytahuje. Toto povytahování není plynulé, nýbrž po 2 – 5 otáčkách monitoru dojde k náhlému povytažení monitoru o několik centimetrů (tzv. krokování). Tyto operace se provádějí automaticky a řízeny jsou přes mikroprocesor. Při jednofázové injektáži se obyčejně ihned po dovrtání na výplach, tvořený cementovou suspenzí prakticky shodného složení, jako pro tryskovou injektáž, popř. s několikaprocentním přídavkem bentonitu, započne s tryskáním. Přívod výplachu k vrtnému nářadí se přeruší spuštěním ocelové kuličky do přívodního kanálu, která uvízne v sedle a usměrní tok suspenze vodorovným směrem přes trysku monitoru. Zvýší se příslušně tlak této suspenze a souprava se nastaví na zvolené otáčky a stepování. Tak započne proces realizace sloupu tryskové injektáže. Přitom se pečlivě sleduje jak průtok suspenze a její tlak, tak zejména množství a průtok vyplaveného materiálu u ústí vrtu. Tento průtok musí být pravidelný a rovnoměrný. Zjistí-li se jakákoliv anomálie v chování vyplaveného materiálu, musí být tryskání okamžitě přerušeno a vzniklá závada odhalena a odstraněna. Jedná se zejména o velmi nebezpečné ucpání mezikruží, kdy tlak tryskaného média, jenž nemůže být volně rozptýlen při vyplavování, může způsobit náhlé zvednutí základové půdy, spojené s negativními jevy (nadzvednutí objektů, vznik deformací, trhlin apod.). Sloup se tryská až do navrhované úrovně, jež však musí být pod úrovní pracovní plošiny, neboť do její úrovně nelze efektivně tryskat, neboť není k dispozici potřebný odpor. Tento 102
Hlubinné základy výškový rozdíl, který je ostatně potřebný též pro vhodný návrh geometrického uspořádání sloupů tryskové injektáže, např. při podchycování stávajících konstrukcí, by měl být nejméně 1,0 m. Vyplavený materiál je smíchaný s rozrušenou zeminou a nemůže být použit pro další tryskání. Skladuje se obyčejně ve vyhloubených jámách (je-li možné je na staveništi zřídit), tam se nechá sedimentovat a po zatuhnutí se vybagruje a odváží na skládky. Tam, kde to není možné, odváží se v tekutém stavu cisternami. Vyplavený materiál není jakkoliv závadný a nepředstavuje žádnou ekologickou zátěž. S výhodou jej lze použít např. do stabilizací. Z vyplaveného materiálu se pravidelně odebírají vzorky, u nichž se ihned (na staveništi) měří objemová hmotnost (např. baroid váhami). Ostatní vzorky se ponechávají ztvrdnout pro zkoušku pevnosti v prostém tlaku různého stáří, popř. zkoušky propustnosti. Vlastní cementová suspenze má různé složení dané vodním součinitelem, který se pohybuje od 0,5 do 1,5 (typické složení je například c : v = 0,8 : 1). Výjimečně se přidává několik % bentonitu za účelem snížení sedimentace. U vyrobené cementové suspenze se zkouší: a) hustota, b) odstoj vody (měřením po 3 hodinách ve skleněném válci o objemu 1 000 cm3 a průměru 60 mm), c) viskozita (Marsh), d) doba tuhnutí, e) pevnost v prostém tlaku na válcích s poměrem výška/průměr = 2,0 a to po 3, 7, 28 dnech, popřípadě až po 56 dnech. Není-li jinak stanoveno, volí se 4 vzorky na každých 1 000 m3 objemu sloupů tryskové injektáže. Zhotovené prvky a konstrukce z tryskové injektáže se zkouší z hlediska stanovení a kontroly jejich geometrie a z hlediska dosažení jejich mechanických vlastností. Rozměry prvků se nejlépe stanoví pozorováním a měřením na odkopaných prvcích. To však vyžaduje rozsáhlé výkopové práce do značné hloubky, což často není možné. V případě provádění zkušebního pole by se však s výkopem mělo vždy počítat. Pokud nelze přímá pozorování provádět, mohou být příslušné údaje získány z jádrových, popř. i plnoprofilových vrtů, prováděných šikmo na osu prvku. Při jádrovém vrtání lze navíc získat i vzorky pro tlakovou pevnost, případně i propustnost. Výjimečně lze měření provádět pomocí penetračních zkoušek na nezatvrdlých pilířích. Interpretace výsledků měření je však obtížná a nejistá. V případě jednofázové injektáže lze získat sloupy o průměru 500 – 700 mm, výjimečně i větší. Tlaková pevnost sloupů je silně závislá na druhu a kvalitě základové půdy, v níž se trysková injektáž provádí, a na parametrech tryskové injektáže, jejichž používaný rozsah je v tab. 36. Ve štěrcích a píscích lze běžně dosáhnout pevnosti d = 8,0 – 10,0 MPa, v jílovitých píscích pak d = 4,0 – 5,0 MPa a v tuhých jílech d = 2,0 – 3,0 MPa, je-li to vůbec reálné. V poloskalních a skalních horninách nelze jednofázovou tryskovou injektáž úspěšně provádět. V případě dvojfázové tryskové injektáže bývá průměr sloupů 0,8 – 1,2 m a trojfázová trysková injektáž umožňuje ve vhodných základových podmínkách realizovat sloupy průměru kolem 1,5 m.
103
Hlubinné základy Tab. 36 Přibližný rozsah parametrů tryskové injektáže pro různé systémy Parametry Jednofázový Dvojfázový Dvojfázový tryskové injektáže systém systém systém (vzduchový) (vodní) tlak na čerpadle injektáže směsi 30 – 50 30 – 50 2 [MPa] průtok injekční směsi 50 – 450 50 – 450 50 – 200 [l/min.] tlak vody NP NP 30 – 60 [MPa] průtok vody NP NP 50 – 150 [l/min.] tlak vzduchu NP 0,2 – 1,7 NP [MPa] množství vzduchu NP 3 – 12 NP [m3/min.] NP = není používáno
Trojfázový systém 2 50 – 200 30 – 60 50 – 150 0,2 – 1,7 3 – 12
4.8.3 Použití tryskové injektáže pro sanace a rekonstrukce staveb Využití technologie tryskové injektáže v oblasti speciálního zakládání staveb je skutečně rozsáhlé. Bez nadsázky lze o technologii trysková injektáž hovořit jako o jednom z mezníků v zakládání staveb, neboť prvky z tryskové injektáže a konstrukce z těchto prvků umožňují elegantně a velice účinně řešit mnoho závažných a zásadních problémů v daném oboru. Technologii tryskovou injektáž lze využít v následujících oblastech: pro zakládání nových staveb (jako náhrada hlubinných základů), pro podchycování stávajících základů a konstrukcí za účelem zvýšení únosnosti v základové spáře, pro podchycování stávajících základů a konstrukcí za účelem umožnění jejich odkopání, popř. podkopání, jako pažicí a současně i těsnicí konstrukce pro těsnění boků stavebních jam, pro dotěsňování jiných konstrukcí (např. štětových stěn) při jejich napojování na stávající stavby, pro těsnění dna stavebních jam v propustných zeminách, pro dočasné zajišťování výrubu štol, kolektorů i tunelů, pro zlepšování vlastností základové půdy, pro urychlení konsolidace podloží násypů, přičemž tento výčet není zřejmě konečný. Je ovšem jisté, že technologie trysková injektáž je: mimořádně náročná na její zvládnutí, tj. na návrh, provádění, kontrolu a monitoring, relativně nebezpečná z hlediska možných rizik, a to nejen při jejím nevhodném použití, relativně drahá jak z hlediska nároků na nutné vybavení, tak z hlediska spotřeby hmot (např. cementu) a hospodaření s vyplaveným materiálem. 104
Hlubinné základy Budování hlubinných základů novostaveb pomocí sloupů, popř. lamel z tryskové injektáže je málo vhodné, neboť cena těchto prvků je vysoká a jejich vlastnosti nejsou příliš dobré, pohlížíme-li na tyto prvky jako např. na náhradu pilot. Je pochopitelné, že výsledný prvek tryskové injektáže nelze srovnávat s železobetonovým průřezem vrtané piloty, a to jak z hlediska kvality (pevnosti) betonu, tak z hlediska možnosti vyztužení, což je potřebné zvláště u prvků namáhaných kombinací ohybu s tlakem (popř. i tahem). Výjimečně lze využít hlubinných základů sestávajících ze sloupů tryskové injektáže na těch stavbách, kde je technologie tryskové injektáže uplatněna ve velké míře např. pro podchycování a současně je třeba založit konstrukce, pro něž by se nevyplatilo instalovat novou technologii (piloty, mikropiloty). Jednou z rozhodujících oblastí použití tryskové injektáže je podchycování stávajících základů. To může být navrhováno v případě nástaveb, dostaveb a rekonstrukcí, a to jak za účelem zvýšení únosnosti v základové spáře z titulu jejího přitížení (obr. 35), tak za účelem umožnění (obyčejně jednostranného) výkopu podél stávajících základů zasahujícího pod stávající základovou spáru (obyčejně plošných) základů (obr. 36), popř. v kombinaci obou požadavků. Hlavní výhodou zesilování stávajících základů podchycováním pomocí sloupů tryskové injektáže je skutečnost, že při vhodném geometrickém uspořádání není třeba budovat žádné „spojovací“ konstrukce, zprostředkující přenos zatížení ze stávajících základů do podchycovacích prvků, neboť sloupy tryskové injektáže obyčejně přímo podepírají stávající základovou spáru. Lze též regulovat potřeby podchycení, a to jak půdorysným uspořádáním prvků tryskové injektáže, tak jejich délkou. Při využití miniaturních vrtných souprav lze podchycovat konstrukce i z úrovně suterénu apod. Jedná se ovšem o technologii velmi náročnou na organizaci práce a na její monitoring, neboť např. i při krátkodobém ucpání vrtu hrozí reálné nebezpeční „nadzvednutí“ stávajících základů a poškození objektu. Při této práci je třeba vždy zajistit podrobný stavebnětechnický průzkum stávajících objektů a pasportizaci stávajícího stavu tak, aby po skončení práce nevznikly zbytečné dohady o míře zavinění při případném poškození konstrukcí. Současně je třeba zajistit přístup do všech sousedních (např. sklepních) prostor tak, aby průběh provádění tryskové injektáže mohl být neustále monitorován a popř. dočasně přerušen, nebo upraven.
Obr. 35 Podchycování stávajících základů pomocí sloupů tryskové injektáže
Obr. 36 Podchycování stávajících základů pomocí sloupů tryskové injektáže za účelem umožnění jednostranného odkopání podchycených základů 105
Hlubinné základy Technologie trysková injektáž v podstatě jako jediná umožňuje ve vhodných podmínkách prohloubení výkopu prakticky těsně podél stávajících základů, a to v souvislosti s jejich podchycením. Podle stavebního stavu stávajícího základového, respektive suterénního zdiva, podle charakteru základové půdy a podle potřebné výšky podchytávání se volí geometrické uspořádání sloupů tryskové injektáže, případně nutnost kotvení, nebo i rozepření této konstrukce tak, aby byla zajištěna její stabilita. Lze konstatovat, že právě podchytávání pomocí sloupů tryskové injektáže umožnilo výstavbu hlubokých suterénů v prolukách mezi mělčeji založenými objekty s maximálním využitím příslušného prostoru např. pro podzemní parking, či pro jiná zázemí novostaveb. Při postupujícím výkopu lze těleso tvořené sloupy tryskové injektáže upravovat (např. osekáním, nebo naopak dobetonováním), popř. opatřit vrstvou se zednickou úpravou (např. stříkaným betonem s hlazeným povrchem) tak, aby tato vrstva sloužila přímo jako podklad pro svislou izolaci. Konstrukce ze sloupů tryskové injektáže lze využít pro utěsnění dna stavebních jam, případně šachtic (obr. 37), kdy se s výhodou využívá různých průměrů sloupů, jež se vzájemně překrývají a vytvoří tak dostatečně těsné dno šachty. I v případě rozsáhlých stavebních jam, jejichž pažicí stěny nezasahují do nepropustného podloží, jež se nachází příliš hluboko, využívá se těsnění dna pomocí mělce, nebo hluboce umístěné desky z tryskové injektáže. Sloupy tryskové injektáže lze využít též pro urychlení konsolidace stlačitelných zemin pod nově budovanými násypy. Jedná se spíše o možnost, než o masové využití těchto prvků, jež jsou dražší než štěrkové pilíře, které jsou pro tyto účely nejtypičtější. Značné využití nalezla trysková injektáž při dočasném zajišťování podzemních staveb, a to jak obyčejně mělce pod povrchem budovaných štol (kolektorů), tak i v případě tunelů, kde nahrazují tzv. deštníky prováděné z ocelových trubek. Na obr. 38 je příklad využití svislých sloupů tryskové injektáže prováděných z povrchu a vymezujících tvar budoucí štoly za účelem dočasné ochrany při výrubu. Podstatně více je však využívána metoda schematicky vyznačená na obr. 39, kdy se realizuje klenba ze subhorizontálních sloupů, vrtaných z podzemí pomocí speciálních vrtných souprav.
Obr. 37 Těsnění dna stavebních jam a šachtic 106
Hlubinné základy
Obr. 38 Dočasné zajištění výrubu štoly pomocí soustavy svislých sloupů tryskové injektáže
Obr. 39 Deštníky ze sloupů tryskové injektáže
107
