MASARYKOVA UNIVERZITA Přírodovědecká fakulta Ústav geologických věd
Založení čtyřpodlažní obytné budovy v území náchylném k sesouvání se zaměřením na návrh úpravy paty svahu postiženého svahovými pohyby na příkladu východní části sídliště Vrbovec v Brně-Bystrci
Diplomová práce
Bc. Jan Šváb
Vedoucí práce: doc. RNDr. Rostislav Melichar, Dr. Konzultant: doc. Ing. Antonín Paseka, CSc.
Brno 2014
©2014 Bc. Jan Šváb Všechna práva vyhrazena
Bibliografický záznam Autor:
Bc. Jan Šváb Přírodovědecká fakulta, Masarykova univerzita Ústav geologických věd
Název práce:
Založení čtyřpodlažní obytné budovy v území náchylném k sesouvání se zaměřením na návrh úpravy paty svahu postiženého svahovými pohyby na příkladu východní části sídliště Vrbovec v Brně-Bystrci
Studijní program:
Geologie, magisterský navazující
Studijní obor:
Geologie
Vedoucí práce:
doc. RNDr. Rostislav Melichar, Dr.
Konzultant:
doc. Ing. Antonín Paseka, CSc.
Akademický rok:
2013/2014
Počet stran:
85
Klíčová slova:
Petterssonova metoda, stabilita svahu, sesuv, piloty, podzemní vody
Bibliographic Entry Author:
Bc. Jan Šváb Faculty of Science, Masaryk University Department of Geological Sciences
Title of Thesis:
Fundation of four-storey residential building in the area prone to sliding and proposal of the foot slope affected by landslide adjustment: a case study from the eastern part of the Vrbovec settlement in Brno-Bystrc
Degree programme:
Geology, Master’s degree
Field of Study:
Geology
Supervisor:
doc. RNDr. Rostislav Melichar, Dr.
External Supervisior:
doc. Ing. Antonín Paseka, CSc.
Academic Year:
2013/2014
Number of Pages:
85
Keyword:
Pettersson´s method, slope stability, landslide, piles, groundwater
Abstrakt Zájmová lokalita, ve které se výstavba nachází, je ve východní části sídliště Vrbovec v BrněBystrci na levém svahu údolí Vrboveckého potoka. Na této lokalitě došlo v minulosti k mnoha sesuvům způsobených necitelným zásahem do svahu při hloubení kanalizační rýhy a erozí Vrboveckého potoka. Měření hladin podzemních vod v pozorovacích vrtech probíhalo ve spolupráci s firmou Geotest a získaná data byla použita pro stanovení stupně stability. Stupeň stability (F) byl vypočítán Petterssonovou metodou. Po vybudování horizontálních odvodňovacích vrtů je stupeň bezpečnosti F = 1,4 a svah je označen za stabilní. Na základě výsledné hodnoty stupně bezpečnosti mohla být zvolena optimální metoda pro založení stavby. V této oblasti to bude založení hlubinné pomocí vrtaných pilot CFA. Součástí práce je výpočet zatížení objektu 94 VII-C. Zde jsem počítal zatížení pomocí I. a II. mezního stavu pro 5 krajních a středových pilot. Následoval statický výpočet únosnosti pilot, kde piloty na zatížení vyhoví. Poslední část výpočtu byl návrh výztuže piloty. Zde jsem došel k závěru, že vrt bude ocelovou zárubnicí zapažen a osazen armokošem. Práce obsahuje technickou zprávu, technologický postup a výkresovou dokumentaci.
Abstract The area of interest, where construction takes place, is located in the eastern part of Vrbovec in Brno-Bystrc, on the left slope of the Vrbovec creek valley. A number of landslides caused by rough intervention into the slope during the excavation trench and the erosion of Vrbovec creek have taken place at this location. Groundwater levels in these observation boreholes were measured in cooperation with GEOtest and the data obtained were used to determine the level of stability. The degree of stability (F) was calculated by Pettersson´s method. After the construction of horizontal drainage boreholes, the degree of safety is F = 1,4 and the slope is described as stable. The final value of the stability factor may be used to choose the optimal method for constructing the building‘s foundation. The use of a deep foundation featuring drilling piles CFA may be assumed in this area. The thesis contains calculation of the load object 94 VII-C, statical analysis and design of reinforcement piles. I calculated the load by Ist and IInd limit state for the 5 outer and center pilot. Static calculation of piles bearing capacity was next. The piles complies with the load. Design of piles concrete support was the last part of the calculation Here I came to a conclusion that the borehole is going to be lagged in steel and fitted in rebar. The thesis contains technical report, technological process and drawings.
Použité symboly As
Plocha pata piloty
c
Soudržnost zeminy
d
Průměr piloty
E s , pr
Průměrná hodnota sečnového modulu deformace zemin
F
Stupeň stability
fsi
Tření na plášti v únosné vrstvě zeminy
G
Tíha sloupce
h
Výška svahu
I
Příčinkový koeficient sedání piloty
k1
Součinitel vyjadřující únosnost vlivem délky piloty L
L
Délka piloty
Σ∆l
Délka smykové plochy
m1
Provozní zatížení
m2
Provozní zatížení piloty závislý na poměru l/d
M1–M3
Ohybové momenty
MRd
Návrhový ohybový moment únosnosti
N
Normálová síla
qsi
Mezní plášťové tření
R
Zatížení na jednu pilotu
Rb, u
Výpočtová únosnost na patě piloty
Rby,d
Příslušná síla na patě piloty
Rd
Výpočtová únosnost paty piloty
Rp,u
Svislá výpočtová únosnost piloty
Rs,u
Výpočtová únosnost na plášti piloty
Rsu,d
Mezní únosnost na plášti piloty
Ry,d
Zatížení na plné mobilizaci pláštového tření
s
Příslušné sedání
Sa
Zatížení na pilotu o průměru 635 mm
T
Tangenciální síla
T0
Pasivní síly proti usmyknutí
U
Vztlak vody v zemině
Ui
Plocha pláště (únosné) vrstvy zeminy
V1l–V3p
Posouvající síly
Vmax
Maximální smykové napětí
VRd
Navrhovaná únosnost posouvající síly
α
Sklon svahu
β
Úhel svírající složky G a N
γ
Objemová hmotnost zeminy
φ(rez)
Úhel vnitřního tření reziduální pevnosti zeminy
Poděkování Na tomto místě bych chtěl především poděkovat vedoucímu diplomové práce doc. RNDr. Rostislavu Melicharovi, Dr., za pravidelné konzultace a pomoc s řešením jednotlivých problémů, a také doc. Ing. Antonínu Pasekovi, CSc., za poskytnutí cenných rad a připomínek při tvorbě diplomové práce.
Prohlášení
Prohlašuji, že jsem tuto práci vypracoval samostatně. Veškerou literaturu a ostatní prameny, z nichž jsem při přípravě čerpal, řádně cituji a uvádím v seznamu použité literatury.
V Brně dne:
…………………… Jan Šváb
Obsah 1 Úvod ...................................................................................................................................... 12 2 Řešení stability svahu ........................................................................................................... 14 2.1 Faktory způsobující porušení stability svahu ............................................................ 14 3 Metody sanačních opatření svahu ....................................................................................... 16 3.1 Metoda stabilizace paty svahu ..................................................................................... 16 3.1.1 Změna geometrie svahu ........................................................................................... 16 3.2 Metody stabilizace svahu ............................................................................................. 16 3.2.1 Odvodnění svahu ..................................................................................................... 16 3.2.1.1 Povrchové odvodnění............................................................................................ 16 3.2.1.2 Podpovrchové odvodnění...................................................................................... 18 3.2.2 Injektáž ..................................................................................................................... 19 3.2.3 Vyztužení svahu ....................................................................................................... 19 4 Přírodní poměry .................................................................................................................... 21 4.1 Geomorfologie území .................................................................................................... 21 4.2 Geologické poměry ....................................................................................................... 21 4.3 Tektonika ....................................................................................................................... 25 4.4 Hydrogeologie ............................................................................................................... 27 4.5 Inženýrskogeologické poměry ..................................................................................... 28 4.6 Geotechnické parametry zemin ................................................................................... 29 5 Metodika ............................................................................................................................... 32 5.1 Měření hladiny podzemní vody ................................................................................... 33 5.2 Metody řešení stability svahu ...................................................................................... 34 5.2.1 Petterssonova metoda............................................................................................... 34 5.3 Zhodnocení stability staveniště a objektu č. 94 VII-C .............................................. 36 5.4 Různé způsoby založení stavby ................................................................................... 37 5.4 Volba optimální sanační metody ................................................................................. 40 6 Výsledky ................................................................................................................................ 41 6.1 Výpočet stupně stability svahu Petterssonovou metodou ......................................... 41 6.2 Výpočet zatížení objektu 94 VII-C .............................................................................. 42 6.2.1 Výpočet zatížení k 5 středovým pilotám ................................................................. 43 6.2.2 Výpočet zatížení k 5 krajním pilotám ...................................................................... 44 6.3 Statický výpočet únosnosti pilot .................................................................................. 44 6.3.1 Výpočet na základě I. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1 ..................................... 46
6.3.2 Výpočet na základě II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1 .................................... 46 6.4 Návrh výztuže piloty ..................................................................................................... 49 6.4.1 Posouzení smykové výztuže (pro min stupeň vyztužení) na posouvající sílu H ..... 49 6.4.2 Návrh výztuže středních základových pasů-ohybový moment ............................... 50 6.4.3 Návrh výztuže středních základových pasů-posouvající síla................................... 51 6.4.4 Návrh výztuže krajních základových pasů-ohybový moment ................................. 52 6.4.5 Návrh výztuže krajních základových pasů-posouvající síla .................................... 52 7 Diskuse .................................................................................................................................. 53 8 Závěr ..................................................................................................................................... 56 9 Použitá literatura .................................................................................................................. 57 10 Seznam příloh ..................................................................................................................... 59 10.1 Legenda ke geologické mapě České republiky......................................................... 59 10.2 Měření hladiny podzemní vody na pozorovaných objektech Brno-Bystrc, ulice Filipova ................................................................................................................................ 60 10.3 Výpočet stupně stability Petterssonovou metodou .................................................. 61 10.4 Výpočet zatížení, statický výpočet a návrh výztuže................................................. 63 10.4.1 Výpočet zatížení objektu č. 94 VII-C .................................................................... 63 10.4.2 Statický výpočet únosnosti pilot ............................................................................ 66 10.4.3 Návrh výztuže piloty .............................................................................................. 73 10.5 Technologický postup ................................................................................................. 81 10.6 Technická zpráva ........................................................................................................ 83 10.6.1 Úvod ....................................................................................................................... 83 10.6.2 Technické řešení .................................................................................................... 83 10.7 Složitý geologický řez Brno Bystrc, ulice Filipova pod objektem č. 94 ................. 85 10.8 Schéma pilot a základových pasů .............................................................................. 85 10.9 Návrh výztuže piloty ................................................................................................... 85 10.10 Výkres založení objektu 94 VII-C ........................................................................... 85
1 Úvod Svahové pohyby a sesuvy vzbuzují velký zájem široké veřejnosti, stejně tak i přírodní katastrofy. Většina sesuvů ohrožuje lidská sídla i vlastní životy lidí. V některých oblastech dochází k sesuvům ojediněle, v jiných naopak velmi často. V každém případě však mají vždy velký dopad na okolní krajinu, z čehož plynou následky ekonomické i ekologické. Některé sesuvné jevy jsou tak rozsáhlé, že se přímo podílí na přetváření krajiny. Svahy, které se vyskytují u zářezů nebo násypů provádíme ve sklonu, aby byly stabilní. Pokud nejsou stabilní, dochází ke svážení. Svážení je přírodní jev, při kterém se z různých příčin poruší rovnováha v půdě. Část masy zeminy se dá do pohybu a zaujme novou polohu v níž je po sesutí nový rovnovážný stav. Řešení stability svahu je další praktickou aplikací v mechanice zemin, ve které používáme přetvárné charakteristiky zemin a pevnosti zemin (Záruba & Mencl, 1974). Nemčok společně s Paškem a Rybářem (1974) popsal sesuv jako „gravitační pohyb horninových hmot po svahu“. Nezahrnuli však transport hornin vodou, větrem, sněhem a ledem. Přibližně stejně pojmenovali sesuvné pohyby Záruba a Mencl (1987), kteří sesuv označili jako náhlý pohyb horniny, při kterém smyková plocha odděluje hmotu hornin od pevného podloží. K sesuvnému jevu dochází po zvodnělém plastickém podloží, podél rotačních smykových ploch a v některých případech po vrstevních plochách. Sesuvný pohyb nastane, dojde-li k narušení stability rovnováhy svahu. Jako sesuv je označován samotný děj, který probíhá, tak i následná situace. Studium sesuvných pohybů je důležité ke zjištění vývoje sesuvů, příčin a charakteru. Toto studium nám umožňuje zjistit velikost nebezpečí a navrhnout správnou metodu k řešení zabezpečení. Problematikou je budování obytných ubikací a silnic na lokalitách náchylných k sesouvání. Nejdůležitější roli hraje stabilita svahu. K častým sesuvům dochází u velkých zemědělských ploch a lesních pozemků (obr. 1), jejichž opětovné ohospořádování mnohdy již není možné. Sesuvy ztěžují a ohrožují práci v lomech. Během 70. let se na území Bystrce začaly stavět obytné budovy a Bystrc se měnila z příměstské vesnice na rozsáhlé brněnské sídliště. Začalo se s budováním sídliště na svazích okolo téměř celé původní obce. Stavba 94 VII-C je označení pro čtyřpodlažní budovou, jejíž stabilita byla předmětem mojí práce. Cílem diplomové práce je návrh založení čtyřpodlažní obytné budovy v území náchylném k sesouvání a navržení nezbytných opatření pro zvýšení stability svahu. Zájmové území leží ve městě Brno, v městské části Bystrc I, ulice Filipova, stavba 94 VII-C.
12
Obr. 1: Sesuvy a jiné nebezpečné svahové deformace na území ČR (Česká geologická služba, 2005).
13
2 Řešení stability svahu K řešení stability svahu se využívá deformační nebo pevnostní charakteristiky zemin – jedná se o praktickou aplikaci mechaniky zemin (Hulla et al., 1991). Nejčastější metodou, kterou řešíme stabilitu svahu je metoda mezní rovnováhy, která řeší rovnováhu sil podél uvažované smykové plochy, která by vznikla případným sesuvem. Pokud se jedná o již existující sesuv, řešení bývá jednodušší. Vycházíme z toho, že změříme polohu smykové plochy a také z toho, že stabilita svahu byla narušena. Stupeň bezpečnosti je blízký jedné a při F = 0,95 by se sesuv pohyboval (v jílovitých zeminách) poměrně rychle. U sesuvů, které již vznikly určujeme úhel vnitřního tření reziduální pevnosti horniny zpětným přepočtem stability při F = 1, dále postačí hodnoty součinitele bezpečnosti F = 1,1–1,3 k tomu, abychom svah mohli označit za stabilní (Záruba & Mencl, 1974). Podle novější literatury existují dvě různé metody stabilizace svahu. První metodou je metoda celkového napětí, která se týká převážně jílových svahů a nasycených písčitých půd. Jedná se však pouze o krátkodobé řešení. Druhou metodou je metoda efektivního napětí, která se vztahuje na dlouhodobé řešení stability svahů, ve kterých převládají odvodněné podmínky. Problémy přírodních svahů v reziduálních půdách musí být řešeny metodou efektivního napětí s ohledem na maximální hladinu vody při vysoké intenzitě přívalových dešťů. To je zvláště důležité pro místa, kde intenzivní srážky mají dlouhodobý charakter a hladina podzemní vody může významně vzrůstat (Cheng & Lau, 2008).
2.1 Faktory způsobující porušení stability svahu
Pro posouzení příčin pohybu svahu je nutné především rozpoznat vlivy, které způsobují náchylnost území k sesouvání a činitele, které pohyb vyvolaly. Faktory, které způsobují porušení stability svahu uvádím níže: 1. Změna sklonu svahu. Může být způsobena přirozenou nebo umělou cestou. Jako přirozená cesta se označuje – podemletím paty svahu erozní činností vodního toku. Umělou cestou je myšleno podkopání svahu, přemístění zeminy z vyšších poloh do nižších apod. Vzrůst sklonu svahu vyvolá v horninách změnu napětí a tím bývá porušena rovnováha.
14
2. Přitížení násypy. Přitížení násypy, skládkami nebo haldami způsobuje zvýšení smykových napětí a zvětšení napětí vody v pórech jílovitých zemin se zmenšením jejich smykové pevnosti. 3. Otřesy a vibrace. Zemětřesením vznikají v horninách kmity různé frekvence. V každé hornině tak vznikají dočasné změny napětí, které mohou narušit rovnováhu svahu. U zvodněného jemného písku a písčitých jílů mohou otřesy přemístit nebo rotovat zrna a může dojít k náhlému ztekucení zemin. U spraší a málo zpevněných písků může dojít otřesy k porušení intergranulární vazby a tím k následnému zmenšení soudržnosti. 4. Změna obsahu vody. Ke změně obsahu vody dochází hlavně při zvýšených atmosférických srážkách. Dešťová voda a voda z tajícího sněhu se dostává do puklin a pórů v nichž vzniká hydrostatický tlak. Vzrůstá tlak v pórech a tím klesá jejich smyková pevnost. 5. Působení podzemní vody. Proudící podzemní voda působí tlakem na částice zeminy a tím zhoršuje stabilitu svahu. Rychlé změny hladiny podzemní vody např. na jaře po roztátí většího množství sněhu způsobí vzrůst vodního tlaku v pórech. V jemném písku a siltu vyplavuje částice zeminy ze svahu. Napjatá hladina podzemní vody působí na nepropustné vrstvy jako vztlak. 6. Činnost mrazu. Činností mrazu se zvětšuje objem vody v trhlinách, rozšiřují se staré trhliny a vznikají nové. V jílových horninách se tvoří ledové vrstvičky, které na jaře vedou k rozbřídání. 7. Zvětrávání hornin. Chemické i mechanické zvětrávání postupně porušuje soudržnost horniny. 8. Vegetační pokryv. Kořeny dřevin i bylin dopomáhají ke stabilitě svahu mechanickým působením a přispívají k vysoušení svahu tím, že spotřebovávají část podzemní vody. Odvodnění transpirací rostlin je ovšem vázáno pouze na vegetační období, teda na dobu od dubna do října. 9. Sucho. V období sucha především v jílovitých horninách vznikají hluboké trhliny, které zmenšují soudržnost (Záruba & Mencl, 1974).
15
3 Metody sanačních opatření svahu 3.1 Metoda stabilizace paty svahu 3.1.1 Změna geometrie svahu Nejdéle používanou metodou a zároveň nejednodušší je přitížení paty svahu kontrabanketem (přitěžovací lavicí). Ke zvýšení stability dojde přitížením násypem k patě sesuvu nebo případně zmírněním sklonu svahu, např. vybudováním laviček. Nejnutnější je správně dimenzovat její výšku, šířku a určit ideální umístění. Největší výhodou této metody je její jednoduché provedení a nenáročnost na speciální strojní vybavení. S tím jsou spojeny téměř nulové náklady na údržbu a nekonečná životnost. Metoda má i své nevýhody – transport velkého množství hmoty a značná půdorysná změna terénu. Při navrhování je nutno dbát na vybudování drenážní vrstvy na bázi kontrabanketu, vhodnost materiálu do násypu a řádné zhutnění materiálu. Zvýšení stability se vyjadřuje měřením monitorovacího systému a výpočtem stability (Česká geologická služba, 2011).
3.2 Metody stabilizace svahu 3.2.1 Odvodnění svahu Odvodnění svahu patří k jedné z nejdůležitějších metod stabilizace, protože při zmenšování vztlaku a tlaku vody v pórech na smykové ploše dochází ke snížení aktivních sil (t.j. síly posouvající sesuv), které následně vyvolají usmyknutí.
Odvodnění svahu dělíme na dvě odvětví: 1. Povrchové odvodnění 2. Podpovrchové odvodnění
3.2.1.1 Povrchové odvodnění Povrchové odvodnění má za úkol co nejrychleji odvést srážkovou vodu a povrchovou vodu přitékající z vyšších poloh svahu tak, aby se zabránilo její prosakování do tělesa sesouvajícího svahu. Nejúčinnější a nejrychlejší sanační opatření je vytvoření prosté rýhy po spádnici, která vodu odvádí. Lze také použít povrchové odvodnění žlabovkami obdobně jako např. při podélném odvodnění komunikací. Odvodňovací systém se musí pravidelně kontrolovat a udržovat (Záruba & Mencl, 1969). Jeden z používaných příkladů povrchového odvodnění je boční odvodnění. 16
Boční odvodnění Funkce bočního odvodnění (nebo výkopů) je sbírat vodu z vozovky a jejího okolí. Voda teče až k výpusti, kde může být bezpečně odvedena. Boční odvodnění musí mít dostatečnou kapacitu pro shromáždění dešťové vody ze silnice, se kterou se musí řízeným a rychlým způsobem vypořádat, aby byly minimalizovány případné škody. Konstrukce bočního odvodnění se dělí do tří typů (obr. 2) podle tvaru: 1) tvar V, 2) obdélníkový tvar a 3) lichoběžníkový tvar (Johannssen, 2008).
1) V-tvar je standardní tvar příkopů vytvořených bagrem. Snadno se udržuje stavebními stroji, má ovšem nižší kapacitu než ostatní dva typy průřezů. 2) Obdélníkový tvar vyžaduje méně prostoru, ale musí být zbudován souběžně s horninou nebo zabetonován přímo do daného tvaru. Tento tvar je často používán v městských oblastech, kde je omezený prostor pro odvodnění. 3) Poslední typ bočního odvodnění, tvar lichoběžníku, se nejčastěji používá při práci na staveništi. Tento typ je schopen zvládnout vysoký průtok a při správném navržení sklonu stran bude odolávat erozi (Johannssen, 2008).
Obr. 2: Formy bočního odvodnění (Johannssen, 2008).
17
3.2.1.2 Podpovrchové odvodnění Úkolem podpovrchového odvodnění je snížit vztlak vody na smykové ploše a omezit působení vodního pórového tlaku. Voda se odvádí do povrchového toku např. čerpáním vody ze svislých odvodňovacích vrtů, vybudováním horizontálních odvodňovacích vrtů apod. Vybudováním štěrkových pilot nebo podzemních stěn vyplněných štěrkem zvýšíme účinnost vrtů. Ze studny je voda následně odváděna do povrchového toku pomocí žeber či kanalizace. Odvodňovací žebra jsou dnes spíše nahrazována vodorovnými vrty nebo štolami. Žebra se používají pro mělkou drenáž, obvykle do hloubky 3–5 m, úkolem žeber je snížení hladiny podzemní vody, vztlaku a pórového tlaku. Toto opatření je účinné, ale ekonomicky nepřijatelné (Záruba & Mencl, 1969).
Obr. 3: Odvodňovací potrubí obklopené štěrkem (NDS, s.r.o., 2007).
Příkladem podpovrchového odvodnění je francouzské odvodnění. Francouzské odvodnění je forma podzemního odtoku, která využívá perforované trubky vložené do vrstvy štěrku s filtrem nebo přímo obalené geotextilií. Voda z okolní zeminy vtéká do štěrkové vrstvy, proniká do odtokového potrubí a využívá gravitace k odtoku do vyústění (obr. 3). Francouzské odvodnění je nejběžnější metodou pro odvádění přebytečné podzemní vody, která proniká do půdy. Nicméně, francouzské odvodnění vyžaduje velké příkopy, horninu nebo kámen, filtrační tkaninu, a proto je finančně náročnější než povrchové odvodňovací systémy. Na filtrační tkanině nebo v odvodňovacím potrubí se také hromadí migrující půda, která brání průtoku vody a dochází tak k následnému ucpání, což omezuje životnost odvodňovacího systému (NDS, s.r.o., 2007).
18
3.2.2 Injektáž Injektáž je tlakové vhánění cementačních směsí do horniny, kde vyplňuje pukliny, spáry a jiné diskontinuity (obr. 4). Při injektáži nesoudržných hornin, cementační směs stmeluje póry mezi zrny horniny. Nesoudržná hornina získá lepší mechanické vlastnosti a sníženou propustnost. Obvyklou injektážní hmotou je cementová směs. Injektáž se v minulosti používala ke zvyšování pevnosti horniny ve smykové ploše. V současnosti je tato metoda používána jen zřídka, protože injekční tlaky poblíž smykové plochy způsobovaly zvyšování pórových tlaků a nezatuhlý cement výrazně zhoršoval stabilitní poměry. V dnešní době se injektáž využívá ke zpevnění kořenů mikropilot a kotev (Česká geologická služba, 2011).
Obr. 4: Hloubková injektáž (Soletanche, s.r.o., 2010). Vysvětlivky: 1 – vhánění injektážní směsy, 2 – injektážní trubka, 3 – dvojitý obturátor, 4 – manžetová trubka, 5 – cementační směs, 6 – gumová manžeta.
3.2.3 Vyztužení svahu Stabilitu svahu můžeme vylepšit tím, že vložíme jednu nebo více vrstev obsahujících posilující prvky do různých částí svahu. Tyto prvky mohou obsahovat materiály jako ocelové plátky, geobuňky, geotextilní tkaniny (obr. 5) a ocel vysoké pevnosti. Aplikace těchto materiálů zahrnuje vyztužení paty svahu, vyztužení valů na málo únosném podloží, vyztužení zemních stěn. Ke zpevnění přírodních svahů se využívají kotevní hřeby a kotvy, které mohou být rovněž zesíleny přidáním výztužných prvků (Chowdhury et al., 2010).
19
Obr. 5: Využití geotextilní tkaniny – zvýšení stability svahu (Midwest construction, s.r.o., 2013).
20
4 Přírodní poměry 4.1 Geomorfologie území Dle geomorfologického členění ČR leží oblast zájmového území v oblasti Brněnské vrchoviny (provincie Česká vysočina, podprovincie Česko-moravská), která zde zahrnuje dva celky – Bobravskou vrchovinu a Boskovickou brázdu (Demek, 1987). Podle Demka (1987) z geomorfologického členění dále vyplývá, že oblast zájmového území zasahuje do osmi okrsků (tab. 1).
geomorfologická jednotka
název
provincie
Česká vysočina
soustava (subprovincie)
Česko-moravská
podsoustava (oblast)
Brněnská vrchovina
celek
Bobravská vrchovina
Boskovická brázda
podcelek
Lipovská vrchovina
Oslavanská brázda
okrsek
Trnovka
Veverskobítýšská kotlina
Jinačovický prolom
Chudčická pahorkatina
Omická vrchovina
Hvězdecká pahorkatina
Žebetínský prolom Bystrcká kotlina Tab. 1: Geomorfologické členění (Demek, 1987).
4.2 Geologické poměry Studovaná lokalita leží poblíž Bystrcké kotliny, jejíž osu tvoří řeka Svratka a je tvořeno horninami, které v části Bobravské vrchoviny dodávají ráz měkkého reliéfu (obr. 6 a příloha 10.1). Zájmová lokalita leží na levém svahu údolí Vrboveckého potoka. Pravý údolní svah ohraničuje na západě oblast Kohoutovickou vyvýšeninu (Krejčí, 1964).
21
Obr. 6: Výřez z geologické mapa ČR (Česká geologická služba, 2013, upraveno). Vysvětlivky: červený bod umístění studované lokality.
Po provedení vrtných prací a prozkoumání širšího okolí je patrné, že skalní podklad – brněnský masiv – v prostoru stavby VII. stupňovitě klesá od JZ k SV do centra Bystrcké kotliny, ve které horniny brněnského masivu nebyly zastiženy ani na výškové kótě 192 m n. m. (obr. 7).
Obr. 7: Zjednodušený geologický řez, lokalita Brno-Bystrc, ulice Filipova.
22
Ani na stavbě VII nebyly v podloží kvartérních a neogenních sedimentů zastiženy horniny brněnského masivu, a to ani nejhlubšími vrty dosahujícími až do hloubky 207 m n. m. Nejstarší hornina, která se na studované lokalitě nachází jsou křemenné diority (v menším míře granodiority) brněnského masivu (obr. 8). Diority jsou převážně všesměrně zrnité, obvyklá textura je orbikulární a skvrnitá. Horniny jsou jemně až středně zrnité, barvu mají šedou až tmavě šedou nebo šedozelenou s dobře rozlišenými tmavými a světlými zrny, která jsou omezena dokonale vyvinutími krystalovými plochami (Papoušek & Paseka, 1976).
Obr. 8: Podrobná geologická mapa s legendou (Česká geologická služba, 2014, upraveno). Vysvětlivky: červený bod - znázorňuje umístění stavby 94 VII-C.
23
Obr. 8 – pokračování
Granodiority se liší především petrografickým složením, zrnitostí a barvou. Barva horniny je světle až tmavě šedá v některých případech narůžovělá se stejnoměrně zrnitou strukturou. Tyto horniny proterozoického stáří leží na pravém prostoru údolí potoka Vrbovce. Na levém břehu můžeme tyto horniny nalézt též na vyvýšenině Horky a u bezejmenné vyvýšeniny poblíž stavby VII. Stratigraficky podstatně mladší jednotkou jsou nesoudržné a soudržné sedimenty spodního badenu, zastoupené bazálními brněnskými písky a štěrky, jíly (většinou vápnitými) – tzv. tégly. Lze předpokládat, i podle geologického řezu (obr. 7), že na VII. stavbě má hrubozrnný materiál (písčitý štěrk a písek se štěrkem) převahu nad sedimenty pelitickými (velikost zrn pod 0,002 mm). Brněnské písky jsou jemno- až hrubozrnné (až písčité štěrky) většinou vápnité. Barva je šedá, šedožlutá až zelenošedá, místy rezivý odstín. Tégly obsahují příměs křemene, sloučeniny Fe a menší či větší obsah CaCO3. Barva téglů je převážně zelenošedá, šedozelená, modrošedá místy s hnědě až fialově zbarvenými polohami. Typickým znakem je tzv. potrhání avizující ve většině případů křížení tektonických linií (Papoušek & Paseka, 1976).
24
Po usazení těchto bazálních písčitých a jílovitých poloh spodního badenu došlo k regresi moře a k místnímu vynoření okraje pánve. Důkazem je výskyt sádrovce a limonitu na rozhraní s nadložním téglem. Nová transgrese miocenního moře (spodní baden) byla vyvolaná novými horotvornými pohyby a zasáhla výrazně hlouběji do Českého masivu (Demek, 1965). Vznikaly pelity, poměrně čisté, s nevýraznými polohami hruběji frakcionovanými, které svědčí buď o oscilaci hladiny mořské vody vyvolaných pravděpodobně tektonickými pohyby a nebo ještě pravděpodobněji subakvatickými skluzy. O tektonických pohybech svědčí i skutečnost, že brněnské písky na místě stavby VII. byly zakleslé poměrně hluboko v příkopu směru SSZ-JJV a byly tak uchráněny před erozí. Kvartérní pokryv levého břehu potoka Vrbovec je zastoupen zbytky fluviálních terasových štěrků. Tyto fluviální písčité štěrky řeky Svratky jsou roztaženy po svahu soliflukcí a fosilními sesuvnými pohyby. Po celém studovaném území (kromě vyvýšeniny Horky) leží pokryv spraše a sprašové hlíny. Mocnost sprašové vrstvy dosahuje až 10 m a přibývá výrazně k JZ a Z. Jen místy na stavbě VII. tento pokryv zcela chybí. Nerovnoměrný sprašový pokryv je dán morfologií terénu před sprašovou sedimentací a hlavní příčinou jsou svahové pohyby. Spraš má světle okrovou až nažloutlou barvu, kalcit často povléká trhliny v sedimentu nebo vytváří konkrece – cicváry. Místy jsou ve spraši nevýrazné vložky hruběji frakcionovaného materiálu z brněnské vyvřeliny. Dno potoka Vrbovce je vyplněno suťově-fluviálním hrubším materiálem a nad ním leží poloha fluviálních hlín (Papoušek & Paseka, 1976).
4.3 Tektonika Základním rysem okolí Brna a naší studované lokality je velmi hustá síť zlomů, podél nichž docházelo k intenzivním před- i pomiocenním tektonickým pochodům, které vedly ke vzniku komplikovaného tektonického reliéfu střídajících se hrástí a příkopů (Demek, 1965). Předi popleistocenní deformace byly podmíněny polohou na poměrně pohyblivém rozhraní České vysočiny. Výsledkem mladších pobadenských pohybů probíhajících po sedimentaci tzv. brněnských písků a téglů je dnešní podoba reliéfu brněnské okolí. Při tvorbě reliéfu brněnského okolí se uplatňují především dva systémy zlomů: SZ-JV a SSZ-JJV. Zlomy na 25
tyto směry zhruba kolmé, případně linie S-J mají pro utvoření tektonického obrazu podstatně menší předpokládaný význam (obr. 9). Mladší tektonické pohyby byly jednoznačně silně ovlivněny tlakem sunoucích se karpatských příkrovů. Oživení pohybů zejména po liniích SZ-JV a SSZ-JJV je možno klást na rozhraní eocénu a oligocénu a pokračování v miocénu – možno konstatovat, že v tomhle období došlo k propadu brněnských písků na stavbě 94 VII-C (Papoušek & Paseka, 1976).
Obr. 9: Situační mapa studované lokality Brno-Bystrc, ul. Filipova (Papoušek & Paseka, 1976, upraveno).
26
4.4 Hydrogeologie Daná lokalita spadá do hydrogeologického rajonu 6570 – krystalinikum brněnské jednotky (obr. 10). Hydrogeologické poměry na stavbě VII jsou složité. V důsledku intenzivnějších a složitějších svahových pohybů se zde podzemní voda vyskytuje v různých hloubkách. Jeden horizont se vyskytuje v štěrcích a brněnských pískách, je mělčí než následující a vytváří rezervoár proměnlivé velikosti, v němž voda stagnuje, přetéká nebo složitými cestami odtéká. Můžeme říci, že po vybudování horizontálních odvodňovacích vrtů v létě 1974, se výrazně snížila hladina podzemní vody. Druhý horizont podzemní vody se vyskytuje v neogenních jílech a píscích na smykových plochách fosilních sesuvů A a B. Jedná se především o podzemní vodu s volnou hladinou, kdy případný zdvih volné hladiny není podstatný. Po vybudování druhého systému horizontální odvodňovacích vrtů na jaře 1976 klesla hladina podzemní vody zhruba o další 2 m (Paseka & Papoušek, 1976).
Obr. 10: Hydrogeologická mapa, rajon 6570 (Český hydrometeorologický ústav, 2007, upraveno).
Na studované lokalitě jsou dva systémy horizontálních odvodňovacích vrtů. Jeden ústí směrem do kanalizace a druhý přímo do potoka Vrbovec. Pro snížení nebezpečí svahových pohybů byla postavena i opěrná kotvená stěna (obr. 11).
27
Obr. 11: Situační mapa studovaného území – Brno-Bystrc, ulice Filipova č. 94 VII-C. Vysvětlivky: modrá linie – odvodňovací systém, žlutá linie – kotvená stěna, červená linie – stavební objekt, zelený bod – pozorovací vrt.
4.5 Inženýrskogeologické poměry Nejdůležitějším znakem této studované oblasti VII. je tendence k sesouvání vyvolaná erozí Vrboveckého potoka. V rámci inženýrskogeologických průzkumů a monitoringů byly ve většině případů odvrtány průzkumné odvodňovací nebo monitorovací vrty, z nichž byly odebírány vzorky podzemní vody. Studovaná lokalita se může rozdělit na dvě oblasti staveb – VII. a VIII. (obr. 12). V blízkém okolí oblasti stavby VII. došlo ke dvěma hlubokým sesuvům (A a B) a dále k sekundárnímu sesuvu C. Z prvních dvou sesuvů je A starší a mělký, mladší sesuv B je hlubší. Následkem odvodnění svahu došlo ke snížení hladiny podzemní vody, což vedlo ke stabilizaci sesuvů, takže můžeme tyto sesuvy označit za fosilní. Po hlubokých sesuvných pohybech následovaly relativně mělké plošné sesuvy, které se několikrát opakovaly a přetvořily zcela reliéf (Paseka & Papoušek, 1976).
28
Obr. 12: Sesuvné území v okolí stavby VII., VIII. – Brno-Bystrc (Papoušek & Paseka, 1976, upraveno). Vysvětlivky: VII., VIII. – oblasti sesuvů; A – starší a mělký sesuv, B – mladší a hlubší sesuv, C – sesuv způsobený podemletí paty svahu potokemVrbovec, D – hluboký sesuv v oblasti VIII, E – vyvýšeniny (granodiorit), H – odvodňovací horizontální vrty, S – pramen, V – potok Vrbovec.
4.6 Geotechnické parametry zemin Na stavbě VII bylo odebráno 43 neporušených vzorků pro laboratorní určení fyzikálněmechanických vlastností zemin. Tyto vzorky byly zkoušeny v laboratoři mechaniky zemin Geotestu Brno, Kamenná 4a. Problémem bylo, že smykové plochy fosilních sesuvů protínají neogenní jíly, proto se ze 43 vzorků musely vybrat pouze vzorky neporušené, které byly testovány na jednotlivých zkouškách tak, aby se mohly stanovit indexové vlastnosti a pevnostní charakteristiky (Papoušek & Paseka, 1976). Zeminy byly pojmenovány dle normy ČSN 73 1001 a stejně tak jejich vlastnosti byly z touto normou srovnány. Dále jsem zeminy označil podle nové normy ČSN EN ISO 14688-1. 29
Kvartérní sedimenty: Spraše jsou zeminy jemně zrnité, které náleží podle ČSN 73 1001 do třídy F6 Cl a dle ISO 14688-1 je označován FsasiCL (fine sandy silty clay). Hlinitý písek je zemina písčitá patřící podle ČSN 73 1001 do třídy S4 SM a dle ISO 14688-1 je označován clSa (clayey sand). Hlinitopísčitý štěrk je zemina štěrkovitá patřící podle ČSN 73 1001 do třídy G4 GM a dle ISO 14688-1 je označován FsasiGr (fine sandy silty gravel).
Terciérní sedimenty: Písek se štěrkem je zemina písčitá, která náleží podle ČSN 73 1001 do třídy S4 SM a dle ISO 14688-1 je označován grSa (gravelly sand). Jíl je vysoce plastický s označením podle ČSN 73 1001 F8 CH-CE a dle ISO 14688-1 je označován Cl (clay), který je charakterizován:
Mezí tekutosti
wL = 59,2–97,9 %
Mezí plasticity
wp = 21,8–39,3 %
Indexem plasticity
Ip = 38,3–58,6 %
Přirozenou vlhkostí wn = 16,5–23,8 % Ojediněle
wn = 29,0–36,8 %
Stupněm konzistence Ic = 0,95–1,14 Ojediněle
Ic = 1,19–1,41
Stupněm nasycení
Sr = 93,9–100 %
Ojediněle
Sr = 82,4–86,3 %
Pórovitosti
n = 36,0–50,2 %
Po geotechnickém zhodnocení laboratorních rozborů vzorků zemin byly tyto doporučené hodnoty uvedeny do statických výpočtů:
Objemová hmotnost
γn = 2000 kg · m-3
Reziduální soudržnost
cr´ = 4 kPa
Reziduální úhel vnitřního tření
φr´ = 9°
Efektivní soudržnost.
c´ = 17 kPa
Efektivní úhel vnitřního tření
φ´ = 18° 30
Totální soudržnost
cu = 95 kPa
Totální úhel vnitřního tření
φu = 4°
Oedometrický modul přetvárnosti
Eoed = 14 MPa
31
5 Metodika Diplomovou práci jsem zpracovával po jednotlivých krocích. První úsek, který jsem zpracoval, byla rešeršní část, pokračoval jsem prací v terénu, kde jsem prováděl hydrogeologické měření, posledním krokem byl samotný výpočet zatížení a statický výpočet. •
Terénní část – zahrnuje terénní měření ve studované oblasti. V terénu jsem spolupracoval s brněnskou firmou GEOtest, a.s. Měření probíhalo pomocí elektrokontaktního hladinoměru G-20. Stavy podzemních vod byly měřeny jen z některých vertikálních pozorovacích vrtů (obr. 13).
Obr. 13: Pozorovací vertikální vrt PJ1003A a PJ1003B v Brně Bystrc, ulice Filipova u konečné stanice autobusu.
•
Zpracování dat – posledním úsekem bylo zpracování naměřených dat z terénu. Na studovaném území bylo několik pozorovacích vrtů, ve kterých byly měřeny hladiny podzemní vody. Pro vyhodnocení získaných dat z terénu jsem vytvořil tabulku a vypočítal úroveň hladiny podzemní vody. Dále následoval výpočet stupně stability Petterssonovou metodou a výpočet zatížení budovy 94 VII-C (příloha 10.4). Poslední 32
částí výpočtu byl výpočet statický, který zahrnoval i návrh výztuže. Tato diplomová práce obsahuje technologický postup i technickou zprávu (příloha 10.5 a 10.6). Diplomová práce obsahuje výkresovou dokumentaci, která byla zpracována v programu ArchiCAD 11. Výkresová dokumentace obsahuje geologický řez studované lokality, schéma pilot a základových pasů, výkres tvaru budovy a návrh výztuže piloty.
5.1 Měření hladiny podzemní vody Měření na lokalitě probíhalo ve spolupráci s brněnskou firmou GEOtest, a.s. Stavy podzemních vod byly pravidelně měřeny v intervalech od listopadu 2012 do dubna 2013 z pozorovacích vrtů (obr. 14 a příloha 10.2). Měření hladiny podzemní vody probíhalo vždy od výpažnice. Pozorovací vrty jsou vystrojeny ocelovou výpažnicí s perforací ve zvodnělé vrstvě. Některé vrty byly zničeny během stavebních prací, vandalismem a jiné zasypány.
PJ1003A
21 .6 .1 3
21 .4 .1 3 21 .5 .1 3
PJ1003 A
21 .2 .1 3 21 .3 .1 3
21 .1 1. 12 21 .1 2. 12 21 .1 .1 3
14,2 14 13,8 13,6 13,4 13,2 13 12,8 12,6 12,4
Obr. 14: Průběh hladiny podzemní vody ve vrtu PJ1003A v období 11/12-6/13 – Brno-Bystrc, ul. Filipova.
Srovnání měření z roku 1975 a roku 2013 ukázala, že poloha hladiny podzemní vody vykazuje jen malé výchylky (obr. 15).
33
J1003 20.2.2013
22.3.2013
21.4.2013
21.5.2013
20.6.2013
7,4 7,45 7,5 29.5.1975
HPV
7,55 7,6
15.1.1975
2013
29.4.1975
1975 7,65
26.3.1975 24.6.1975
7,7 7,75 7,8
Obr. 15: Průběh hladiny podzemní vody ve vrtu J1003 v roce 1975 a 2013 v Brně-Bystrci, ulice Filipova.
5.2 Metody řešení stability svahu Metody jsou rozděleny do tří skupin podle tvaru smykové plochy. Jedná se o tvary sesuvů s rotačními, rovinnými nebo obecnými smykovými plochami. U sypkých zemin se vytváří rovinné smykové plochy, které jsou přibližně rovnoběžné s povrchem svahu. Sklon svahu se rovná úhlu přirozené sklonitosti jen za předpokladu, že svahem neproudí voda. Úhel přirozené sklonitosti je taktéž zvaný jako úhel vnitřního tření (φ). Se vzrůstající soudržností u soudržných zemin dochází k usmyknutí podél zakřivených smykových ploch. Nejčastěji předpokládáme, že tvar smykové plochy je válcový a při příčném průřezu svahu usuzujeme smykovou plochu jako kruhový oblouk (Weiglová et al., 2003).
5.2.1 Petterssonova metoda Petterssonova metoda je klasická metoda označována za nejstarší a nejjednodušší. Díky své snadné a rychlé proveditelnosti je nejběžnější používanou metodou. Princip metody je založen na zjišťování rovnováhy v rovinných podmínkách. Její využití je pro sesuvy s rotační smykovou plochou. U metody proužkové se neuvažuje síla vyvolaná sousedními proužky a je vhodná, pokud na svah působí pouze svislé síly způsobené vlastní váhou svahu (obr. 16). Tato metoda je označována metodou svislých pruhů (Hulla et al., 1991). Míru stability (stupeň bezpečnosti F) udává podíl součtu pasivních a aktivních sil. Jestliže není znám tvar a průběh smykové plochy, je zapotřebí je určit postupným výpočtem se změněnými parametry –
34
velikosti poloměru a polohou středu smykové plochy (Pavlík & Ambrož, 1987). Metoda je vhodná k použití při plošných sesuvech o malých sklonech.
Obr. 16: Výpočet stupně stability Petterssonovou metodou. Vysvětlivky: h – hloubka výkopu, R – rameno, N – normálová složka, T – tangenciální složka, O – střed oblouku, T0 – pasivní síly působící proti usmyknutí, G – tíha proužku.
F=
∑ M pasivních sil ∑ M aktivních sil
F=
∑ (N − U ) · tgϕ ∑ (T − T )
(1)
0
N – normálová síla
U – vztlak vody v zemině
tg φ – úhel vnitřního tření
T0 – pasivní síly působící proti usmyknutí
c – soudržnost zeminy l – délka smykové plochy T – tangenciální síla
35
5.3 Zhodnocení stability staveniště a objektu č. 94 VII-C Můžeme předpokládat, že vznik sesuvných pohybů byl podmíněn hloubkovou erozí potoka Vrbovec. Ke vzniku těchto hlubokých sesuvů a taktéž první destrukci svahu došlo po zahloubení potoka Vrbovec na konci pleistocénu (Papoušek & Paseka, 1976). Na stavbě VII. byly identifikovány 2 velké hlukové sesuvy A a B a menší sesuv C. Sesuv A a B leží v jihozápadní části této stavby a sesuv C pod jihozápadním svahem Horky. Sesuvy A a B způsobily vychýlení koryta potoka Vrbovec z jeho původního směru. Tok po vychýlení začal v daném místě podemílat patu sprašové návěje a došlo k destrukci svahu a vzniku sesuvu C. Nejstarší sesuvy na stavbě VII. můžeme pokládat za fosilní, vzniklé za morfologických a klimatických podmínek, které se nemohou v současné době opakovat. Ovšem, necitelným zásahem do svahu při hloubení kanalizační rýhy ve směru vrstevnic došlo k protnutí starých smykových ploch a tím k oživení sesuvu. Podle stupně stabilizace můžeme tyto fosilní sesuvy označit za trvale uklidněné (stabilizované). Dle hloubky smykových ploch můžeme sesuvy považovat za hluboké (Papoušek & Paseka, 1976). Z geologických řezů je zřejmé, že se zakřivení smykových ploch zmenšuje, proto výsledná smyková plocha není zcela válcovitého tvaru (příloha 10.7). Tvar smykové plochy je přizpůsobený lokálním poměrům a pravděpodobně kopíruje průběh brněnského masivu (obr. 17).
36
Obr. 17: Výřez geologického řezu na lokalitě Brno-Bystrc, ulice Filipova č. 94 VII-C. Vysvětlivky: červená šipka znázorňuje průběh smykové plochy.
Mladší sesuvy byly způsobeny především podemíláním paty svahu. V území takto porušeném sesouváním docházelo k odtokovým změnám. Masy hmot mělčích sesuvů se sesouvaly po svahu podle oživených starších smykových ploch a nebo po nezvětralém podloží (Papoušek & Paseka, 1976).
5.4 Různé způsoby založení stavby Na zatížení samotného objektu by plně postačilo založení plošné – základové pasy. Vzhledem ke zdejším základovým poměrům je nutné založení hlubinné – piloty (příloha 10.8). Při plošném založení hrozí při výkopu základové jámy nebezpečí protnutí fosilních smykových ploch a oživení sesuvu. Pilota je stavební prvek v základové půdě, který přenáší zatížení od konstrukce nebo od zemního tlaku a je zpravidla zhotovena vrtáním a následným vyplněním železobetonem. Dle platné normy a umístění paty piloty vzhledem k únosné vrstvě rozeznáváme piloty opřené, vetknuté a plovoucí. Piloty můžeme rozdělit na osamělé, ve skupinách nebo tvoří pilotové stěny (Topgeo, s.r.o., 2014).
37
Typy pilot:
VÚIS piloty – vibrotlakové piloty byly hodně používány v minulosti na zakládání velkých pozemních staveb. Po vybudování vrtu se do sklopené trubky vloží armovací koš, trubka se uzavře a zaráží se do zeminy. Během zarážení se vrt plní betonovou směsí. Po dokončení ražení se zařízení vytahuje za působení vibrací. Hlavní výhodou jsou nízké náklady na přepravu mechanizace. V některých geologických podmínkách je výhodné zvýšit únosnost základů pomocí pilot malého průměru např. rodinné domy (Eurogema, a.s., 2014).
Tato metoda není vhodná pro naše studované území, vibrace by mohly zhoršit stabilitu svahu a způsobit ztekucení zemin na smykové ploše.
Franki piloty – provádí se podle stejného základního principu – do ocelové roury se suchý beton nebo štěrk plní a pěchuje lehkými údery beranu (obr. 18). Po vytvoření zátky následuje zarážení pažnice do země pomocí volně padajícího beranu, který padá z výšky 6 až 10 m. Po dosažení potřebné hloubky se zvýší pádová výška beranu, aby se zátka uvolnila a vydusala se pata piloty. Po provedení paty se vloží armokoš a přidáváním betonu se lehkými údery vypěchuje vlastní dřík piloty. Nevýhodou toho zakládání jsou vysoké dynamické účinky. Tento typ zakládání není vhodný v jílech a poloskalních horninách. Další nevýhodou je pěchování paty a dříku piloty a tím vzniká vysoký pórové napětí, voda nemá kam zmizet a vzniká velký pórový tlak (Spezialbau, s.r.o., 2012).
Tato metoda je pro naše geologické poměry zcela nevhodná. Působení dynamických účinků by mohlo způsobit poruchy již stabilizovaného svahu.
38
Obr. 18: Postup betonáže u typu Franki piloty (Spezialbau, s.r.o., 2012).
CFA piloty – jsou vrtané piloty, prováděné průběžným šnekem, který má uvnitř uzavíratelnou rouru – tou se následně vhání beton do vrtu. Při vrtání není zemina těžena, z čehož vyplývá, že je vrt i v nestabilních zeminách stále zapažen zeminou, která zůstává na vrtáku. Po dosažení projektované hloubky se začne s vytahováním vrtáku a průběžně probíhá betonáž pomocí střední roury (obr. 19). Po dokončení betonáže a vytažení vrtáku, je vrt opatřen armokošem, který je do betonu vtlačován. Armokoš nelze do vrtu vibrovat, docházelo by k zhutnění řídkého betonu. Výhodou pilot CFA jsou nižší náklady, rychlost provádění a produktivita práce (Zakládání staveb, a.s., 2014).
Tato metoda je vhodná pro naše podmínky.
39
Obr. 19: Vrtání piloty průběžným šnekem CFA (Zakládání staveb, a.s., 2014). 5a) zahájení vrtání 5b) dokončení vrtání v projektované hloubce 5c) betonáž piloty za současného vytahování průběžného šneku 5d) vkládání armokoše do čerstvě vybetonované piloty 5e) dokončení piloty
5.4 Volba optimální sanační metody Jelikož se budova nachází na lokalitě, která je náchylná k sesouvání, musí se řešit otázky týkající se ekonomické a bezpečné volby způsobu založení objektu. Volba založení budovy z hlediska bezpečnosti je spjata se složitostí geologických poměrů na studované lokalitě. Největší obavy jsou z narušení stability svahu, proto jsem se rozhodl pro založení objektu na vrtaných pilotách, které přenesou zatížení do větší hloubky. Abychom co nejméně zasahovali do podloží a nenarušili tím stabilitu svahu, musí být budova nepodsklepena. Po ekonomické stránce můžeme konstatovat, že cena provádění vrtaných pilot je závislá na množství spotřebovaného betonu. Výrazné úspory dosáhneme spojením hlav pilot pomocí základového pasu, místo původně navrhovaného spojení prostřednictvím základové desky (Topgeo, s.r.o., 2003). 40
6 Výsledky Kapitola výsledky byla rozdělená na 4 hlavní části. V první části jsem se zabýval výpočtem reziduální pevnosti φ a stupněm stability F. V druhé části je podrobný výpočet pro I. a II. mezní stav zatížení na 5 středních a okrajových pilot. Předposlední část obsahuje statický výpočet únosnosti pilot, v které počítám pro I. a II. mezní stav zatížení na patu, plášť a celou pilotu. V II. mezním stavu je výpočet sednutí piloty, pokud by došlo k danému zatížení na celou pilotu. V závěrečné části jsem navrhoval výztuž piloty. Zde jsem počítal návrh výztuže pro okrajové a středové základové pasy.
6.1 Výpočet stupně stability svahu Petterssonovou metodou U Petterssonovy metody neuvažujeme působení sousedních proužků, z čehož vyplývá, že zemina nad smykovou plochou se rozdělí po vhodných šířkách na svislé proužky a stanoví se silové působení vlastní tíhou (obr. 16). Úhel vnitřního tření se vypočítal podle vzorce (1).
tgϕ =
F=
7789 ∑ (T − T ) = = 0,17 ∑ (N − U ) 72475 − 26775 0
45700 ⋅ tg 9,7 7789
= 1,02 = >
výpočet pro nejvyšší hladinu podzemní vody (před vybudováním odvodňovacích vrtů)
Při F = 1 vypočteme φ, soudržnost neuvažujeme. Zjištěnou pevnost φ, pak zavedeme do výpočtu navržené sanace – snížení hladiny podzemní vody.
tgφ = 0,17 = > φ = 9,7°
62839 ⋅ tg 9,7 F= 7789
výpočet pro snížení hladiny podzemní vody po = 1,4 = >
vybudování odvodňovacích vrtů (příloha 10.3).
Podle Záruby a Mencla (1987), když je stupeň stability F = 1,1–1,3, můžeme svah označit za stabilní.
41
6.2 Výpočet zatížení objektu 94 VII-C Pro výpočet zatížení objektu se bere ohled na vlastní tíhu objektu a také se zahrnují součinitele ostatní a proměnné zatížení.
Do vlastní tíhy patří - štítová zeď, střední pasy, obvodový plášť, vnitřní pasy (obr.20). V kategorii ostatní zatížení můžeme nalézt zatížení jako jsou stropy, střecha, podlaha a v proměnných zatíženích je hlavní složkou sníh.
Obr. 20: Schéma založení pilot a základových pasů. Vysvětlivky: ZP1–5 – základový pas, modré linie – štítová zeď, červená linie – obvodový plášť, zelená linie – střední pas, fialová linie – vnitřní pas.
Rozměry objektu:
Vzdálenost mezi nosnými zdmi v podélné směru: 3,6 m
Délka objektu: 58,80 m Šířka objektu: 11,50 m Použitý typ betonu C20/25
objemová tíha γ = 23 kN/m3
Podrobný výpočet zatížení objektu 94 VII-C (příloha 10.4.1). Celková váha objektu: štítová zeď
2 · 11,5 · 166,8
střední pasy
15 · 11,5 · 219,6 37881 kN
obvodový plášť
2 · 56,5 · 68,5
77405 kN
vnitřní pasy
7 · 3,6 · 59,7
1504,4 kN
váha objektu celkem
3836,4 kN
50962,3 kN = > 51 MN
42
Piloty pod štítovými zdmi: 3836,4 + 2 · 68,5 · 3,6 = 4329,6 kN = >
navrženo 10 pilot (2 · 5 kusů), délky L = 6 m
Piloty pod nosnými pásy: 50962,3 − 4329,6 = 46632,7 kN
=>
navrženo 15 pasů po 5-ti pilotách, délky L = 6 m
Zatížení na jednu pilotu R: 46632,7 / (5 · 15) = 621,8 kN Celkem 17 základových pasů, pro každý pas 5 pilot (příloha 10.10).
6.2.1 Výpočet zatížení k 5 středovým pilotám Celkové zatížení jsem počítal pro 5 středových pilot podle I. a II. mezního stavu dle normy ČSN EN 1997-1.
Pro I. mezní stav (zahrnutí součinitelů - ostatních a proměnných) 1112,8 + 229,64 + 447,1 + 27,95 + 294,6 + 250,3 + 147,1 + 54,43 + 48,45 + 120,96 = 2743,13 kN Pro jednu pilotu – 2743,13 / 4 = 685,8 kN
Pro II. mezní stav (bez součinitelů) 824,3 + 170,1 + 218,5 + 185,4 + 108,9 + 40,32 + 32,35 + 80,64 = 1660,46 kN Pro jednu pilotu – 1660,46 / 4 = 415,1 kN
43
6.2.2 Výpočet zatížení k 5 krajním pilotám Výpočet zatížení k 5 krajním pilotám jsem počítal podle stejné normy ČSN EN 1997-1 a výpočet zahrnoval posouzení podle I. a II. mezního stavu.
Pro I. mezní stav (zahrnutí součinitelů) 1391,04 + 229,64 + 294,9 + 125,15 + 73,58 + 54,43 + 24,22 + 60,48 = 2253,44 kN Zatížení na 1 pilotu – 2253,44 / 4 = 536,36 kN
Pro II. mezní stav (bez součinitelů) 1030,4 + 170,1 + 218,5 + 92,7 + 54,5 + 40,32 + 16,15 + 40,32 = 1662,94 kN Zatížení na 1 pilotu – 1662,94 / 4 = 415,8 kN
ČSN EN 1997-1
I. mezní stav – únosnosti II. mezní stav – sedání
Zatížení k 5 středovým pilotám
2743,13 kN
2012,36 kN
Zatížení k 5 krajním pilotám
2253,44 kN
1662,94 kN
Zatížení na jednu pilotu – středová
685,8 kN
415,1 kN
Zatížen na jednu pilotu – krajní
563,36 kN
415,8 kN
6.3 Statický výpočet únosnosti pilot Definice pojmu únosnost piloty spočívá v tom, že únosnost je zatížení, při kterém pilota vyhovuje všem podmínkám – tedy obecným pevnostním (řešení podle I. mezního stavu) i obecným podmínkám deformačním (podle II. mezního stavu). V mém případě navrhuji založení na vrtaných pilotách. Vrtané piloty přenášejí vnější svislé tlakové zatížení svým pláštěm i patou. Ze statického hlediska lze piloty rozdělit na piloty opřené patou o velmi únosnou horninu, vetknuté piloty, piloty s rozšířenou patou a piloty plovoucí. V tomto případě se jedná o piloty plovoucí, kde zatížení je přenášeno hlavně plášťovým třením. Tento typ pilot byl zvolen na základě málo únosné půdy a únosnějšího podloží nebude vrtáním dosaženo (Skulinová & Peřina, 2014). 44
Obr. 21: Návrh piloty. Délka piloty L = 6 m, průměr piloty d = 0,635 m.
Parametry piloty: ► Délka piloty L = 6 m (obr. 21) ► Průměr piloty d = 0,635 m ► Beton C 20/25 d Rd = 1,2 · c · Nc + (1 + sin ϕ a )· γ 1 · L · Nd + γ 2 · · Nb 2 Rd – výpočtová únosnost paty piloty [kPa] c – soudržnost [kPa]
γ 1 , γ 2 – objemová tíha zeminy [kN/m3] Rd = 1,2 · 47,5 · 5,86 + (1 + sin 2,86) · 20 · 6 ·1,29 + 20 · (0,635 / 2) · 0,02 Rd = 497,813 kPa 45
6.3.1 Výpočet na základě I. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1 Proběhl výpočet únosnosti piloty (pata, plášť, celá pilota) na základě I. mezního stavu. Podrobný statický výpočet únosnosti pilot (příloha 10.4.2). Výpočtová únosnost na patě piloty Rb, u Rb, u = k1 · As · Rd = 1,1 · 0,3165 · 497,813 = 173,31 kN Výpočtová únosnost na plášti piloty Rs,u Rs,u =
∑U
i
· fsi
Rs,u = 576,23 kN Svislá výpočtová únosnost piloty Rp,u Rp,u = Rb, u + Rs,u = 173,31 + 576,23 = 749,54 kN Pilota je plovoucí a bude rozhodovat posouzení II. mezní stav.
6.3.2 Výpočet na základě II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1 Ve výpočtu podle II. mezního stavu bude rozhodovat jak velké bude sednutí piloty. Hodnoty nám ukazují mezní únosnost jakou pata, plášť a celá pilota vydrží. Rsu = m1 · m2 · π · ∑ d i · hi · qsi
Rsu – mezní únosnost na plášti piloty
Rsu = 1 · 1 · 3,14 ∑ 0,635 · 10 · 74,325
m1 – provozní zatížení
Rsu = 891,39 kN
m2 – bez ochrany dříku piloty
Rby,d = Rby/ ε 3 = 294,1 / 1,25 = 235,28 kPa Rby,d – příslušná síla na patě piloty Rsu,d = Rsu/ ε 3 = 891,39 / 1,25 = 713,1 kPa Rsu,d – mezní únosnost na plášti piloty Ry,d = Ry/ ε 3 = 1168,8 / 1,25 = 935,04 kPa Ry,d – zatížení na plné mobilizaci pláštového tření
46
Příslušné sedání
R s = sy · R y
2
sy =
I · R y ,d d pr · E s , pr
I – příčinkový koeficient sedání piloty závislý na poměru l/d – odečítá se z grafu (příloha 10.5.2) dpr – vážený průměr profilů piloty (m) Es , pr – průměrná hodnota sečnového modulu deformace zemin podél dříku piloty (MPa)
s y = 0,96·935,04 / (0,635 · 33,82)
s y = 6,97 mm R s = s y · R y
2
= 6,97 · (621,8/930,04)2 = 3,12 mm
R pu = β · R y ·
s25 25 = 0,2374 ·1168,8 ·10 3 · = 995,24 kN sy 6,97
Rbu = Rsu + R pu = 891,39 + 995,24 = 1886,63 kN Sednutí piloty s = 3,12 mm, což je málo (obr. 22). Pilota je zde však navržena k vyloučení možnosti obnovení starých sesuvů.
Mezní vypočtená zatěžovací síla R = 621,8 kN
R = 621,8 kN < Rp,u = 749,54 kN
porovnání dle 1. mezního stavu ČSN EN 1997-1
< Ry,d = 935,04 kN
porovnání dle 2. mezního stavu ČSN EN 1997-1
Pilota dané zatížení splňuje a vyhovuje!
47
Zatežovací křivka zatížení kN 621,8
995,24
1886,63
0 sednutí mm
5
3,12
6,97
10 15 20 25 25 30
Obr. 22: Zatěžovací křivka. Vysvětlivky: červená barva – sednutí piloty (mm) podle zatížení, které na pilotu působí.
Srovnání svislých únosností piloty
Norma
Výpočet na základě I. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1.
Norma Výpočet na základě II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1.
48
Rbu
Rsu
Rpu
[kN]
[kN]
[kN]
173,31
576,23
749,54
Rby,d
Rsu,d
Ry,d
Sy
[kN]
[kN]
[kN]
[mm]
235,28
713,1
935,04
6,97
6.4 Návrh výztuže piloty Vyztužení bude na minimální stupeň vyztužení. Použitý druh oceli pro výztuž je R 10 505 a použitý beton C20/25. Piloty nejsou namáhány posouvající silou ani ohybovým momentem. Řez, půdorys a tvary výztuže (příloha 10.9).
Obr. 23: Návrh výztuže piloty. 1. Návrh:10 (ks) Φ 14 mm, 2. Ovinutí: Φ 10 mm, 3. Montážní výztuž: Φ 12/1700 mm
1. Návrh:
10(ks) Φ 14 mm (obr. 23)
2. Ovinutí:
Φ 10 mm
3. Montážní výztuž: Φ 12/1700 mm
6.4.1 Posouzení smykové výztuže (pro min stupeň vyztužení) na posouvající sílu H Podrobný výpočet a celý návrh výztuže (příloha 10.4.3).
S a = 12,27 · 0,635 = 7,79 kN zatížení na pilotu průměru 635 mm S a = H = 7,79 kN 49
VRd =
Asw 1,57 ·10 −4 · z · f vwd ·cot 45° = ·0,399·400·106 ·cot 45° = 125,2 kN s 0,2
H = 7,79 kN ≤ VRd = 125,2 kN
splňuje, že minimální únosnost ve smyku je vyšší jak
posouvající síla (H).
6.4.2 Návrh výztuže středních základových pasů-ohybový moment P = R – síla, která je přenášena pilotami (výpočet ze zatížení objektu z I. mezního stavu). P = 685,8 kN
P/2 = 343,4 kN
Výpočet momentů:
Obr. 24: Graficky znázorněné účinky zatížení – ohybové momenty ve středních základových pasech.
Max = 388,33 kNm (obr. 24) −4
Navrhuji Φ 16/100 = >As,tab = 20,11 · 10 m² Posouzení:
λ·x 0,8· 0,0745 −4 6 M Rd = As · f yd · d − = 20,11·10 · 434 ·10 · 0,56 − = 462,75 kNm 2 2 M Rd = 462,75 kNm ≥ M max = 388,33 kNm = > splňuje, že únosnost konstrukce je vyšší než účinky zatížení.
50
6.4.3 Návrh výztuže středních základových pasů-posouvající síla I pro střední základové pasy jsem musel vypočítat maximální smykové napětí (Vmax) a maximální únosnost VRd.
Obr. 25: Graficky znázorněno smykové napětí ve středních základových pasech – posouvající síla.
V1l = −135,97 kN V1p = 207,4 kN V2l = −410,42 kN V2p = 275,38 kN V3l = −342,46 kN V3p = 343,3 kN Navrhuji čtyřstřižné třmínky Φ8 / 150 Vmax = 343,3 kN (obr. 25) VRd ,s =
Asw 3,35·10 −4 · z · f ywd · cot 45° = · 0,534 · 400 ·10 6 · cot 45° = 477,04 kN s 0,15
VRd = 477,04 kN
Posouzení: VRd = 477,04 kN ≥ Vmax = 343,3 kN = > čtyřstřižné třmínky Φ8/150 mají maximální únosnost ve smyku vyšší než maximální smykové napětí. Z konstrukčních důvodů bude rastr třmínků použit po celé délce stejný. 51
6.4.4 Návrh výztuže krajních základových pasů-ohybový moment Průběh momentů v krajních pasech je téměř stejný jako u středních pasů, proto navrhuji stejnou výztuž : Φ 16/100 = >As,tab = 20,11 · 10 −4 m² P = R-síla , která je přenášena pilotami P = 563,36 kN
P/2 = 281,68 kN
Posouzení: M Rd = 462,75 kNm ≥ M max = 321,09 kNm = > splňuje, únosnost konstrukce je vyšší než účinky zatížení.
6.4.5 Návrh výztuže krajních základových pasů-posouvající síla Průběh posouvajících sil je v krajních pasech přibližně stejný jako ve středních, proto navrhuji: čtyřstřižné třmínky Φ8 / 150. Vmax = 281,87 kN
Posouzení: VRd = 285,2 kN ≥ Vmax = 281,87 kN = > splňuje, že maximální navrhovaná únosnost ve smyku je vyšší než maximální smykové napětí.
52
7 Diskuse Znakem studovaného území je tendence k sesouvání. V minulosti okolo obytné budovy Bystrc I došlo k několika sesuvům, které byly způsobeny necitelným zásahem při kopání kanalizační rýhy a erozí Vrboveckého potoka, který podemílal patu svahu, což vedlo k následnému sesutí masy zeminy. Po hlubokých sesuvných pohybech následovaly relativně mělké plošné sesuvy, které se několikrát opakovaly a změnily zcela reliéf (Papoušek & Paseka, 1976). Ke zvýšení stability svahu a zabezpečení okolí bylo potřebné provést technická opatření. Pro snížení nebezpečí svahových pohybů byla postavena opěrná kotvená stěna. V 80. letech 20. století byly na lokalitě vybudovány 2 systémy horizontálních odvodňovacích vrtů, které výrazně přispěly ke snížení hladiny podzemní vody a zvýšení stability svahu. Po snížení hladiny podzemní vody můžeme sesuvy na lokalitě označit za stabilizované. Uvedený stav potvrzuje i stanovisko České geologické služby (2013). Pro další zvýšení stability svahu, je vhodné patu svahu přitížit násypem zeminy a tím se zároveň zmírní sklon svahu. K posouzení stability svahů existuje více metod např. Bishopova metoda, Rodriquezova a Petterssonova metoda. Pro výpočet reziduální pevnosti na smykové ploše sesuvu v Brně Bystrc, ulice Filipova, jsem vybral nejpoužívanější Petterssonovu metodu, která patří mezi metody proužkové. Ty jsou v současné v geotechnické praxi využívány nejčastěji, zvláště v souvislosti s hodnocením účinku stabilizačního opatření. Při výpočtu reziduálního úhlu vnitřního tření ϕ na smykové ploše jsem se dostal k hodnotě 9,7°. Při zpětném přepočítání stupně stability pro nejnižší hladinu podzemní vody F = 1,4. Hodnotu stupně stability F = 1,4 jsem vypočítal z dat po vybudování horizontálních
odvodňovacích vrtů. Podle Záruby a Mencla (1987) platí, že stupeň stability závisí na druhu a tvaru svahu. Stupeň stability F < 1 se považuje svah za nestabilní. Při F = 1 je označen za labilní (nemůžeme ho považovat za stabilní ani nestabilní, pouze pro přechodné práce). Pro zářezy (odlehčení zeminy) v písčitých zeminách F = 1,4 je považováno za stabilní. U soudržných zemin dokonce F = 2,2. V mém případě, když známe bezpečně polohu smykové plochy a její tvar stačí stupeň stability F = 1,1–1,3. Proto byly na lokalitě vybudovány horizontální odvodňovací vrty, které snížily hladinu podzemní vody. Tím došlo ke zvýšení stupně bezpečnosti na F = 1,4. Z naměřených hladin podzemní vody v průzkumných vrtech po provedení horizontálních odvodňovacích vrtů a následného výpočtu stupně stability svahu je zřejmé, že oblast VII. stavby je stabilní. 53
Po zajištění těchto hodnot musíme ve studovaném území přijmout některá z následujících opatření, která vedou ke zvýšení stupně stability. 1) Kdyby docházelo k výraznému zvyšování hladiny podzemní vody, bylo by nutné vybudování dalšího systému horizontálních odvodňovacích vrtů (HOV). 2) Hladina podzemní vody je v daném území důležitým ukazatelem stability svahu. Proto je nutná pravidelná kontrola, která by případné zvýšení hladiny podzemní vody včas zachytila. 3) Pro zvýšení stupně stability na dané lokalitě je vhodné provést na některých místech paty svahu zatěžovací přísypy. Nejefektivnějším způsobem je zeminu transportovat z aktivních horních partií směrem k patě svahu. 4) Důležitým faktorem, který má vliv na zlepšení stability svahu, je výsadba vegetace. Listnaté dřeviny přispějí k vysušení povrchových vrstev zeminy a současně k jejich zpevnění díky kořenovému systému (Papoušek & Paseka, 1976).
Z hlediska výstavby působí největší obavy případné narušení stability svahu. Proto byly řešeny především otázky bezpečnostního a ekonomického hlediska způsobu založení budovy. Bezpečnostní hledisko volby založení budovy úzce souvisí se složitými geologickými poměry dané lokality. Pro založení této budovy jsem porovnával typy pilot ražených VÚIS, FRANKI a vrtaných pilot CFA. Založení na ražených pilotách typu VÚIS nepřipadá v úvahu, vibrace by mohly zhoršit stabilitu svahu a způsobit ztekucení smykové plochy. Pro piloty typu FRANKI je obdobná situace jako u předešlého typu, působení dynamických účinků by mohlo způsobit poruchy již stabilizovaného svahu. Rozhodl jsem se pro založení objektu hlubinně na vrtaných pilotách CFA, které přenesou zatížení do větší hloubky. Při plošném založení hrozí nebezpečí při výkopu základové jámy, protože mohou být protnuty fosilní smykové plochy a dojít tak k oživení sesuvu. Budova bude nepodsklepena, protože větší zásahy do podloží by opět zvýšily riziko oživení již stabilizovaných sesuvů. Pozitivním ekonomickým faktorem je skutečnost, že cena provádění vrtaných pilot je závislá na množství spotřebovaného betonu. Výrazné úspory docílíme spojením hlav pilot pomocí základového pasu, místo spojení pomocí základové desky. Počítal jsem zatížení vztažené k 5 krajním a středovým pilotám podle I. a II. mezního stavu dle normy ČSN EN 1997-1. Hodnoty zatížení k 5 pilotám se přepočítaly na zatížení pouze pro jednu pilotu. Maximální vypočtená zatěžovací síla R = 621,8 kN, s kterou se porovnávají výsledné hodnoty statického výpočtu únosnosti pilot.
54
V případě, který posuzuji v rámci své práce, navrhuji založení na vrtaných pilotách. Vrtané piloty přenášejí vnější svislé tlakové zatížení svým pláštěm i patou. Ze statického hlediska lze piloty rozdělit na piloty opřené patou o velmi únosnou horninu, vetknuté piloty, piloty s rozšířenou patou a piloty plovoucí. Pilota s opřenou patou o velmi únosnou horninu nebylo možné použít. Jak je zmíněno v kapitole 4.2, ani nejhlubší vrt nezastihl horniny brněnského masivu. Totéž platí u typu pilot vetknutých, kde se zatížení přenáší špičkou do únosné horniny. V našem případě jsem zvolil typ piloty plovoucí, kde zatížení je přenášeno hlavně plášťovým třením. Tento typ pilot byl zvolen na základě málo únosné půdy a únosnějšího podloží nebude vrtáním dosaženo (Skulinová & Peřina, 2014). Následoval statický výpočet únosnosti pilot na základě I. a II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1. Navrhovaná pilota bude dlouhá L = 6m, průměr piloty d = 0,635m a použitý typ betonu C20/25. V I. mezním stavu proběhl výpočet jaké zatížení působí na patu (Rbu), plášť (Rsu) a celou pilotu (Rpu = 749,54 kN). Pro II. mezní stav to bylo obdobné, ale ukazuje krajní mez, kterou pata (Rby,d), plášť (Rsu,d) a celá pilota (Ry,d = 935,04 kN) vydrží. Pokud by byla pilota zatížena podle II. mezního stavu Ry,d, došlo by k sednutí piloty s = 3,12 mm. Po statickém výpočtu jsem došel k závěru, že zvolená délka a průměr piloty je vyhovující, protože jsem srovnával zatížení na celou pilotu podle I. a II. mezního stavu. Obě hodnoty zatížení na celou pilotu jsou vyšší než vypočtená maximální zatěžovací síly R < Rpu, Ry,d a můžeme konstatovat že piloty na dané zatížení vyhovují. Aby nedocházelo k porušení stěn a dna vrtu musí se vrt zapažit. Pažit se bude pomocí ocelových pažnic, které zpevňují stěny vrtu a nedochází k hroucení zeminy ve vrtu. Vrt musí být osazen armokošem, s následným betonováním piloty.
55
8 Závěr V této diplomové práci jsem se zabýval návrhem na založení čtyřpodlažní obytné budovy ve svahu náchylném k sesouváním na lokalitě Brno-Bystrc, ulice Filipova, číslo objektu 94 VIIC. S využitím vlastních měření hladin podzemních vod z pozorovacích vrtů, kde měření probíhalo ve spolupráci s brněnskou firmou GEOtest a studií podloží studované lokality byl stanoven stupeň stability. Výpočet stupně stability byl proveden pomocí Petterssonovy metody. V první řadě musel být vypočítán úhel vnitřního tření na smykové ploše pro stupeň stability F = 1, byl zjištěn na 9,7°. Po vybudování horizontálních odvodňovacích vrtů je možné zpětným přepočtem zjistit, jak se stupeň stability zvýšil. V mém případě se jedná o hodnotu F = 1,4, což lze označit za stabilní. Na základě výsledné hodnoty stupně bezpečnosti a prozkoumání spodních partií lokality pak mohla být vybrána optimální metoda na založení stavby. Zvolenou metodou je vrtaná pilota CFA plovoucí, tato metoda je podložena výpočtem zatížení a statickým
výpočtem. Výpočet zatížení obytného objektu byl prováděn pro I. a II. mezní stav. Počítalo se zatížení pro 5 okrajových a 5 středových pilot, které se přepočítalo na zatížení na jednu pilotu R = 621,8 kN.
Následoval statický výpočet únosnosti pilot na základě I. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1 a na základě II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1. Délka L navrhované piloty je 6 m, průměr piloty d = 0,635 m, použitý typ betonu C20/25. Pro oba mezní stavy se počítalo jaké zatížení působí na paty, plášť a celou pilotu. Proběhlo srovnání svislých únosností piloty a hodnoty zatížení na celou pilotu (Rpu a Ry,d) byly vyšší než zatížení, které připadá na jednu pilotu R = 621,8 kN z toho vyplývá, že pilota dané zatížení vyhoví. Posledním cílem byl samotný návrh výztuže piloty. Aby nedocházelo k poruchám stěn a dna vrtu (jílové horniny), bude se vrt pažit pomocí ocelové pažnice. Používají se tzv. varné ocelové roury (tloušťka 8 až 12 mm), které se instalují zavrtáním za pomocí vrtné soupravy. Dochází k tomu tak, že pažnice postupuje dolů zároveň s hloubením vrtu. Důležitý krok je čištění a případné odčerpání vody z vrtu. Z důvodu náchylnosti zeminy ke ztrátě stability budou piloty osazeny armokošem. Poslední krokem je betonáž piloty, kde typ betonu byl zvolen C20/25.
56
9 Použitá literatura Cheng, Y.M., Lau, C.K. (2008): Slope stability analysis and stabilization. – Routledge. USA. Chowdhury, R., Flentje, P., Bhattacharya, G. (2010): Geotechnical slope analysis. – Francis & Taylor. London. ČSN 73 1001 (1987): Zakládání staveb. – Základová půda pod plošnými základy. – Vydavatelství ÚNM. Praha. ČSN EN 1997-1 (2006): Eurokód 7. – Navrhování geotechnických konstrukcí. – Český normalizační institut. Praha. ČSN EN 206-1 (2002): Beton. – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. – Český normalizační institut. Praha. ČSN EN ISO 14688-1 (2003): Geotechnický průzkum a zkoušení. – Pojmenování a zatřiďování zemin. – Část 1: Pojmenování a popis. – Český normalizační institut. Praha. Česká geologická služba (2005): Sesuvy a jiné nebezpečné deformace na území ČR. – Online: http://www.cenia.cz/rocenka05/img/b3_0204.gif, dne 28.11.2013 Česká geologická služba (2011): Zásady postupů pro řešení sesuvů dle metodiky České geologické služby. – On-line: http://iszp.kr-moravskoslezsky.cz/cz/temata/geologie /svahove_deformace_-_sesuvy/svahove-deformace---sesuvy-18342/, dne 30.4.2013 Česká geologická služba (2013): Geologická mapa České republiky. – On-line: http://www.geology.cz/app/ciselniky/lokalizace/show_map.php?mapa=g500&y=6700 00&x=1070000&r=100000&s=0&legselect=0, dne 21.11.2013 Česká
geologická
služba
(2014):
Geologická
mapa
1:25000.
–
On-line:
–
On-line:
http://mapy.geology.cz/geocr_25/, dne 14.3.2014 Český
hydrometeorologický ústav (2007): Hydrogeologické rajony. http://voda.chmi.cz/opzv/hg_rajony/hg_rajony_2005.htm, dne 3.3. 2014 Demek J. (1965): Geomorfologie českých zemí. – Academia, Praha.
Demek, J. (1987): Obecná geomorfologie. – Academia, Praha. Eurogema, a.s. (2014): Vibrotlakové piloty VÚIS. – On-line: http://www.eurogema.cz/cs/ piloty/vuis/, dne 20.3.2014 Fine, s.r.o (2013): Korekční součinitel. – On-line: http://www.fine.cz/geotechnickysoftware/napoveda/piloty/korekcni-soucinitel-tuhosti-piloty-rk/, dne 15.12.2013 Fine, s.r.o (2013): Základní příčinkový součinitel. – On-line: http://www.fine.cz/geotechnicky -software/napoveda/piloty/zakladni-pricinkovy-soucinitel-sedani-io/, dne 15.12.2013 Hulla, J., Šimek, J., Turček, P. (1991): Mechanika zemin a zakladanie stavieb. – ALFA. Bratislava. 57
Johannssen, B. (2008): Building rural roads. – Thailand. Krejčí, J. (1964): Reliéf brněnského prostoru. – SPN. Praha. Midwest construciton (2013): Woven Geotextiles. – On-line: http://www.archiexpo.com/ prod/midwest-construction-products/woven-geotextiles-ground-stablilisation-1250951248945.html, dne 28.8.2013 NDS, s.r.o. (2007): Principles of Exterior Drainage. – On-line: http://www.osh.com/static/ images/www/pages/file/pdfs/howto/principles-of-exterior-drainage.pdf, dne 25.8.2013 Nemčok, A., Pašek, J., Rybář, J. (1974): Dělení svahových pohybů. Sborník Geologických věd. – hydrogeologie a inženýrská geologie, 11, 77–93. Pavlík, J., Ambrož, J. (1987): Výpočtové metody stabilního posuzování sesuvu. – MS. Univerzita Karlova. Praha. .Papoušek, Z., Paseka, A. (1976): Zpráva o inženýrskogeologickém a hydrogeologickém průzkumu základových poměrů stavby VII a VIII sídliště Bystrc I. – Geotest. Brno. Skulinová,
D.,
Peřina,
Z.
(2014):
Základy
hlubinné.
–
On-line:
–
On-line:
http://fast10.vsb.cz/perina/ps1/zaklady-hlubinne.html, dne 23.1.2014 Soletanche,
s.r.o.
(2010):
Schéma
injektážního
vrtu.
http://envirozataze.enviroportal.sk/AtlasSanMetod/Jar/default.htm?turl
=
WordDocuments%2Fhbkovinjekt.htm, dne 15.8.2013 Spezialbau, s.r.o. (2012): Stoleté zkušenosti s pilotami Franki. – On-line: http://www.asbportal.cz/inzenyrske-stavby/geotechnika/stolete-zkusenosti-spilotami-franki,
dne
11.3.2014 Topgeo, s.r.o. (2003): Provádění vrtaných pilot. – On-line: http://www.topgeo.cz/cs/katalog/ reference/geologicky-pruzkum-a-geologicka-cinnost, dne 28.11.2013 Topgeo, s.r.o. (2014): Piloty a pilotové stěny. – On-line: http://www.topgeo.cz/cs/zakladanistaveb-a-specialni-zakladani-staveb/piloty-a-pilotove-steny, dne 10.3.2014 Weiglová, K., Glisníková, V., Masopust, J. (2003): Mechanika zemin a zakládání staveb pro kombinované studium. – Akademické nakladatelství CERM, s.r.o. Brno. Zakládání staveb, a.s. (2014): Piloty. – On-line: http://www.zakladani.cz/cz/piloty, dne 11.3.2014 Záruba, Q., Mencl, V. (1969): Sesuvy a zabezpečování svahů. – Academia. Praha. Záruba, Q., Mencl, V. (1974): Inženýrská geologie. – Academia. Praha. Záruba, Q., Mencl, V. (1987): Sesuvy a zabezpečování svahů. – NČAV. Praha.
58
10 Seznam příloh 10.1 Legenda ke geologické mapě České republiky
Obr. 26: Legenda ke geologické mapě ČR (Česká geologická služba, 2013, upraveno).
59
10.2 Měření hladiny podzemní vody na pozorovaných objektech BrnoBystrc, ulice Filipova
Vrt číslo
Úroveň Úroveň pažnice m terénu n. m. m n. m.
PJ1002C PJ1003A PJ1003B PJ1005B PJ1005C PJ1064B PJ1064C
285,5 249,29 249,3 233,15 233,15 241,99 242,08
od OB 10,5 13,18 7,68 6,84 9,15 Suchý Suchý
29.3.2013 Hladina m p. t. 9,73 12,35 6,81 6,04 8,3 Suchý Suchý
257,73 248,46 248,43 232,35 232,2 241,22 241,28
m n. n 248 236,11 241,62 226,31 224 Suchý Suchý
od OB 10,55 14 7,78 7,08 9,14 Suchý Suchý
21.11.2012 Hladina m p. t. 9,78 13,17 6,91 6,28 8,29 Suchý Suchý
od OB 10,48 13,07 7,65 6,85 9,17 Suchý Suchý
30.4.2013 Hladina m p. t. 9,71 12,24 6,78 6,05 8,32 Suchý Suchý
m n. n 247,954 235,29 241,52 226,07 224,01 Suchý Suchý
m n. n 248,02 236,22 241,65 226,3 223,98 Suchý Suchý
od OB 10,52 13,66 7,76 6,94 9,16 Suchý Suchý
od OB 10,47 13,05 7,64 7,07 9,16 Suchý Suchý
20.2.2013 Hladina m p. t. 9,75 12,83 6,89 6,14 8,31 Suchý Suchý
24.5.2013 Hladina m p. t. 9,7 12,22 6,77 6,27 8,31 Suchý Suchý
m n. n 247,98 235,63 241,54 226,21 223,99 Suchý Suchý
m n. n 248,03 236,24 241,66 226,08 223,99 Suchý Suchý
Na studované lokalitě byly vrty (J1002, J1003 a J1005) hloubeny v roce 1975 a měřila se naražená a ustálená hladiny podzemní vody. vrt
naražená hladina pod. vody ustálená hladiny pod. vody (m n. m.)
(m n. m.)
J1002
14,10
14,50
J1003
7,20
7,20
J1005
9,40
4,20
60
10.3 Výpočet stupně stability Petterssonovou metodou
Obr. 27: Petterssonova metoda, 1:1000. Vysvětlivky: h – hloubka výkopu, N – normálová složka, G – tíha proužku, O – střed oblouku, T – tangenciální tíha, T0 – pasivní síly působící proti usmyknutí.
Ruční výpočet normálové a tangenciální složky působící na smykovou plochu. Hodnoty h a b byly změřeny z nákresu (obr. 27). Velikost hodnoty b je u všech sloupců stejná (b = 1,53 cm).
61
N
T
T0
U
∑
(hodnoty před vybudováním odvodňovacích vrtů) 72475
25704
17915
26775
∑
(hodnoty po vybudování odvodňovacích vrtů)
72475
25704
17915
9639
α
11°
Sklon svahu
Σ∆l
17,78 m
Délka
h
2,8 cm
smykové
plochy
Výška svahu 3
γ
20 kN/m
Objemová hmotnost zeminy
F
1
Stupeň stability
c
0 kPa
Soudržnost (koheze)
G
G=h·b
Tíha sloupce
N
N = G · cos β · 2000
Normálová tíha
T
T = G · sin β · 2000
Tangenciální tíha Úhel svírající složku G a N
β T0
−T0 = G · sin · β · 2000
Pasivní síly působí proti usmyknutí
U
U = h · b · γsat (1000)
62
Vztlak vody v zemině
10.4 Výpočet zatížení, statický výpočet a návrh výztuže 10.4.1 Výpočet zatížení objektu č. 94 VII-C Použitý typ betonu C20/25
Zatížené vztažené k 5 středovým pilotám
Vnitřní zdi
(0,2 · 11,2 · 16) · 23 · 103 = 824,3 kN
Součinitel γ = 1,35 − 824,3 · 1,35 = 1112,8 kN Střední pasy (11,2 · 1,1 · 0,6) · 23 · 103 = 170,1 kN γ = 229,64 kN Obvodový plášť (3,6 · 0,25 · 16) · 23 · 103 = 331,2 kN γ = 447,1 kN Vnitřní pasy (0,6 · 0,6 · 2,5) · 23 · 103 = 20,7 kN γ = 27,95 kN
Piloty π · ((0,635 / 2)2 · 6) 23 · 103 = 43,7 kN – zatížení pro 1 pilotu! 5 · 43,7 = 218,5 kN – zatížení pro 5 pilot! γ = 1,35 · 218,5 = 294,4 kN Ostatní zatížení Stropy
(0,2 · 3,6 · 11,2) · 23 · 10³ = 185,4 kN součinitel zatížení γ = 1,35 = > 185,4 · 1,35 = 250,3 kN
Střecha
(0,3 · 11,2 · 3,6) · 9 · 10³ = 108,9 kN
součinitel zatížení γ = 1,35 = > 108,9 · 1,35 = 147,1 kN Podlaha
1 kN/m² = > (3,6 · 11,2) · 1 · 10³ = 40,32 kN
součinitel zatížení γ = 1,35 = > 40,32 · 1,35 = 54,43 kN 63
Proměnné zatížení Sníh
(11,2 · 3,6) · 0,8 · 10³ = 32,3 kN součinitel zatížení γ = 1,5 = >32,3 · 1,5 = 48,45 kN
Nahodilé
(3,6 · 11,2) · 2 · 10³ = 80,64 kN
součinitel zatížení γ = 1,5 = > 80,64 · 1,5 = 120,96 kN Celkové zatížení:
Pro I. mezní stav (zahrnutí součinitelů) 1112,8 + 229,64 + 447,1 + 27,95 + 294,6 + 250,3 + 147,1 + 54,43 + 48,45 + 120,96 = 2743,13 kN
Pro jednu pilotu – 2743,13 / 4 = 685,8 kN
Pro II. mezní stav (bez součinitelů) 824,3 + 170,1 + 218,5 + 185,4 + 108,9 + 40,32 + 32,35 + 80,64 = 1660,46 kN
Pro jednu pilotu – 1660,46/4 = 415,1 kN
Zatížené vztažené k 5 krajním pilotám
Štítová zeď – (11,2 · 0,25 · 16) · 23 · 103 = 1030,4 kN γ = 1,35 · 1030,4 = 1391,04 kN Krajní pasy – (11,2 · 1,1 · 0,6) · 23 · 103 = 170,1 kN γ = 229,64 kN Piloty – π · ((0,635 / 2)2 · 6) 23 · 103 = 43,7 kN – zatížení pro 1 pilotu! 5 · 43,7 = 218,5 kN – zatížení pro 5 pilot! γ = 1,35 · 218,5 = 294,4 kN
64
Ostatní stále zatížení Stropy
(0,2 · 1,8 · 11,2) · 23 · 10³ = 92,7 kN součinitel zatížení γ = 1,35 = > 92,7 · 1,35 = 125,15 kN
Střecha
(0,3 · 11,2 · 1,8) · 9 · 10³ = 54,5 kN
součinitel zatížení γ = 1,35 = > 84,5 · 1,35 = 73,58 kN Podlaha
1 kN/m² = > (3,6 · 11,2) · 1 · 10³ = 40,32 kN
součinitel zatížení γ = 1,35 = > 40,32 · 1,35 = 54,43 kN Proměnné zatížení Sníh
(11,2 · 1,8) · 0,8 · 10³ = 16,15 kN součinitel zatížení γ = 1,5 = > 16,15 · 1,5 = 24,22 kN
Nahodilé
(1,8 · 11,2) · 2 · 10³ = 40,32 kN
součinitel zatížení γ = 1,5 = > 40,32 · 1,5 = 60,48 kN Celkové zatížení: Pro I. mezní stav (zahrnutí součinitelů) 1391,04 + 229,64 + 294,9 + 125,15 + 73,58 + 54,43 + 24,22 + 60,48 = 2253,44 kN
Zatížení na 1 pilotu – 2253,44 / 4 = 536,36 kN
Pro II. mezní stav (bez součinitelů) 1030,4 + 170,1 + 218,5 + 92,7 + 54,5 + 40,32 + 16,15 + 40,32 = 1662,94 kN
Zatížení na 1 pilotu – 1662,94 / 4 = 415,8 kN
65
Souhrn zatížení: I. mezní stav – únosnosti
II. mezní stav – sedání
Zatížení k 5 středovým pilotám
2743,13 kN
2012,36 kN
Zatížení k 5 krajním pilotám
2253,44 kN
1662,94 kN
Zatížení na jednu pilotu středovou
685,8 kN
415,1 kN
Zatížení na jednu pilotu krajní
563,36 kN
415,8 kN
10.4.2 Statický výpočet únosnosti pilot
Obr. 28: Návrh piloty. Délka piloty L = 6 m, průměr piloty d = 0,635 m.
66
Parametry piloty: ► Délka piloty L = 6 m ► Průměr piloty d = 0,635 m ► Beton C 20/25
γ ϕ = 1,4 γ c = 2 2
2
d 635 2 As = π · = π · = 0,3165 m 2 2
As – plocha paty piloty
d Rd = 1,2 · c · Nc + (1 + sin ϕ a )· γ 1 · L · Nd + γ 2 · · Nb 2 Rd – výpočtová únosnost paty piloty c – soudržnost
γ 1 , γ 2 – objemová tíha zeminy Nd
= exp
(π
· tg ϕ
d
) · tg
2
ϕ d 45 ° + = 1 , 29 2
Nc = (Nd − 1)· cot ϕ a = 5,86 Nb = 1,5 · (Nd − 1)· tg ϕ a = 0,02 c = 47,5 kPa ; L = 6 m ;
γ 1 = γ 2 = 20 kN/m 3 ; d = 0,635 m
Rd = 1,2 · 47,5 · 5,86 + (1 + sin2,86) · 20 · 6 · 1,29 + 20 · (0,635 / 2) · 0,02 Rd = 497,813 kPa
Výpočet na základě I. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1
Výpočtová únosnost na patě piloty Rb, u Rb, u = k1 · As · Rd = 1,1 · 0,3165 · 497,813 = 173,31 kN k1 = 1,1
67
Ufd = ∑ π · d i · hi · f si = π · 0,635 · 6 · 48,18 = 576,4 kN ϕ c 2,86° 47,5 f si = σ xi · tg d + d = 120 · tg = 48,18 kPa + 1,2 1,1 γ r1 γ r 2 σ or = γ · h = 20 · 6 = 120 kPa
σ xi = k 2 · σ or = 1,0 ·120 = 120 kPa γ r1 = 1,2 γ r1 − betonáž piloty do vrtu zapaženého ocelovou pažnicí a pod vodou γ r 2 = 1,1 γ r 2 − z < 3 Ui = 2 · π · r · h = 2 · 3,14 · 0,3175 · 6 = 11,96 m Rs,u =
∑U
i
· fsi
Rs,u = 576,23 kN Svislá výpočtová únosnost piloty Rp,u = Rb, u + Rs,u = 173,31 + 576,23 = 749,54 kN Pilota je plovoucí a bude rozhodovat posouzení podle II. mezního stavu.
Výpočet na základě II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1
qsi = a −
b 108,59 · d i = 97,31 − · 0,635 = 74,325 kPa Di 3
Rsu = m1 · m2 · π · ∑ d i · hi · qsi
Rsu – mezní únosnost na plášti
Rsu = 1 · 1 · 3,14 ∑ 0,635 · 10 · 74,325
m1 – pro provozní zatížení
Rsu = 891,39 kN
m2 – bez ochrany dříku piloty
qp = e −
f 1084,26 · d 0 = 987,6 − · 0,635 = 874,7 kPa L 6
q p – velikost napětí na patě piloty e,f – regresní koeficienty e = 987,6 kPa, f = 1084,26 kPa Ry =
Rsu = 891,39 / 1 − 0,2374 = 1168,8 kPa (1 − β ) 68
R y – zatížení na plné mobilizaci plášťového tření
β=
qp qp + 4 · qs · L d
=
874,7 6 874,7 + 4 · 74,325 · 0,635
= 0,2374
Příslušná síla na patě piloty
Rby = R y - Rsu = 1168,8 − 874,7 = 294,1 kPa Rby,d = Rby/ ε 3 = 294,1 / 1,25 = 235,28 kPa Rsu,d = Rsu/ ε 3 = 891,39 / 1,25 = 713,1 kPa Ry,d = Ry/ ε 3 = 1168,8 / 1,25 = 935,04 kPa
Příslušné sedání R s = sy · R y
2
sy =
I · Ry d pr · E s , pr
I – příčinkový koeficient sedání piloty dpr – vážený průměr profilů piloty Es , pr – průměrná hodnota sečnového modulu deformace zemin podél dříku piloty
Určení I1
Pro poměr L/dpr = 9,45 m
D = dpr = 0,635 m, I1 = 0,16, L = 6 m
69
Obr. 29: Příčinkový koeficient (Fine, s.r.o., 2013).
Určení Rk
Pro poměr L / dpr = 9,45 k=
Eb = 837,04 = > Rk = 1,14 E spr
k – tuhost pilot
Eb – 3000 MPa Espr – 33,82 MPa
70
Obr. 30: Korekční součinitel (Fine, s.r.o., 2013).
I = I 1 · Rk = 0,16 · 1,14 = 0,18 I1 – základní příčinkový koeficient závislý na poměru l/d (obr. 5)
Rk – korekční koeficient vyjadřující tuhost piloty v závislosti na l/d a K dle následující rovnice sy =
I · Ry d pr · E s , pr
s25 = 25 mm
s y = 0,96 · 935,04 / (0,635 · 33,82) s y = 6,97 mm R s = sy · R y
2
= 6,97 · (621,8 / 930,04)2 = 3,12 mm
R pu = β · R y ·
s25 25 = 0,2374 ·1168,8 ·10 3 · = 995,24 kN sy 6,97
Rbu = Rsu + R pu = 891,39 + 995,24 = 1886,63 kN 71
Srovnání svislých únosností piloty
Norma
Výpočet na základě I. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1.
Norma Výpočet na základě II. mezního stavu dle ČSN EN 1997-1.
72
Rbu
Rsu
Rpu
[kN]
[kN]
[kN]
173,31
576,23
749,54
Rby,d
Rsu,d
Ry,d
Sy
[kN]
[kN]
[kN]
[mm]
235,28
713,1
935,04
6,97
10.4.3 Návrh výztuže piloty
Obr. 31: Návrh výztuže.
Návrh:
10 Φ 14mm = > As ,tab = 10 · Φ14 = 15,39 ·10 −4 m 2
Ovinutí:
Φ 10mm
Montážní výztuž:
Φ 12/1700mm
d = 0,635 m ⇒ r =
– stoupání po 200 mm
d 0,635 = = 0,3175 m 2 2
As,min pro Ac ≤ 0,5 mm2 As ≥ 0,5 % Ac Ac = π · r 2 = π · 0,31752 = 0,3167 m 2 As = 0,5 % ⋅ 0,3167 = 15,83 ⋅10 −4 m 2 As ,tab = 10 · Φ14 = 15,39 ·10 −4 m 2
Tuhost: l ≤ lmäx = m · d = 3,5 · 0,635 = 2,225 m l = 6 m = > l > lmax = > pilota je ohebná (její osa se bude deformovat)
73
γ z = 20 kN/m3 σ z = γ z · h = 20 ·1,3 = 26 kPa σ xa = k a · σ z = 0,726 · 26 = 18,876 kPa ϕ 18° k a = tg 2 (45° − ) = tg 2 (45° − ) = 0,726 2 2 kp – součinitel zemního tlaku pasivního S a = σ xa · h · 0,5 = 18,88 ·1,3 · 0,5 = 12,27 kN/m b S a = 12,27 · 0,635 = 7,79 kN
zatížení na pilotu průměru 635 mm
S a = H = 7,79 kN M = x · H = 0,733 · 7,79 = 5,87 kNm k hz =
2 · E def 3· d
=
2 · 3,32 ·10 6 = 3,49 ·10 6 kN/m 3 3 · 0,635
khz – modul vodorovné reakce podloží v hloubce z (pro náš případ je khz konstantní) E def = Eoed · β = 14 ·10 6 · 0,237 = 3,32 ·10 6 Pa
Eoed = 14 ·106 Pa
Posouzení smykové výztuže (pro minimální stupeň vyztužení) na posouvající sílu H 2
0,01 −4 2 As = 2 · π · = 1,57 ·10 m 2
s = 200 mm VRd =
třmínky Φ10 mm
(stoupání)
Asw 1,57 ·10 −4 · z · f vwd · cot 45° = · 0,399 · 400 ·10 6 · cot 45° = 125,2 kN s 0,2
z = 635 − 2 ·118 = 399 mm H = 7,79 kN ≤ VRd = 128,8 kN
splňuje
74
Návrh výztuže středních základových pasů-ohybový moment
P – síla, která je přenášena pilotami; g – spojité zatížení P = 685,8 kN; g=
P/2 = 343,4 kN
∑ P = 4 · 685,8 = 238,54 kN/m L
M i = −g ⋅ x ⋅
11,5
x + Pi ⋅ x 2
M 1 = −238,54 ⋅ 0,570 ⋅
M 1−2
0,570 = −38,75 kNm 2
(0,570 + 2,59) 2 2,59 = −238,54 ⋅ + 343,4 ⋅ = 29,86 kNm 2 2
M 2 = −238,54 ⋅
( 2,59 + 0,570) 2 + 343,4 ⋅ 2,59 = −301,58 kNm 2 2
2,59 2,59 + 0,570 + 2,59 2,59 2 M 2−3 = −238,54 · + 343,4 · 2,59 + = −164,53 kNm + 685,8 · 2 2 2 (2 · 2,59 + 0,570)2 + 343,4 · 2 · 2,59 + 685,8 · 2,59 = −388,33 kNm M 3 = −238,54 · 2
Max = 388,33 kNm
75
Obr. 32: Graficky znázorněny účinky zatížení – ohybové momenty pro středové základové pasy.
Asi ,req = b ⋅ d ⋅
f cd 2 ⋅ M max ⋅ (1 − 1 − f yd b ⋅d 2⋅ f cd
Asi ,req = 0,6 ⋅ 0,56 ⋅
13,3 ⋅ 10 6 2 ⋅ 388,45 ⋅ 10 3 ⋅ ( 1 − 1 − 434 ⋅ 10 6 0,6 ⋅ 0,56 2 ⋅ 13,3 ⋅ 10 6
) = 10,4 ⋅ 10 −4 m 2
f dk 20 ⋅ 10 6 = = 13,3 MPa 1,5 1,5 f yk 500 ⋅ 10 6 f yk = 500 MPa = f yd = = = 434 MPa 1,15 1,15 Φ 16 c = Φ + 10 + Φ tř + = 16 + 10 + 8 + ≅ 40 mm 2 2 f ck = 20 MPa = f cd =
−4
Navrhuji Φ 16 / 100 = > As,tab = 20,11 · 10 m² Posouzení: x=
As ⋅ 10 −4 ⋅ 434 ⋅ 10 6 = 74,5 ⋅ 10 −3 m = 74,5 mm 6 0,8 ⋅ 1,1 ⋅ 13,3 ⋅ 10
(≤xmax = 0,45d = 252 mm)
λ·x 0,8 · 0,0745 −4 6 M Rd = As · f yd · d − = 20,11·10 · 434 ·10 · 0,56 − = 462,75 kNm 2 2 M Rd = 462,75 kNm ≥ M max = 388,33 kNm = > splňuje
76
Návrh výztuže středních základových pasů-posouvající síla
Obr. 33: Graficky znázorněno smykové napětí ve středních základových pasech – posouvající síla.
V1l = −238,54 ⋅ 0,570 = −135,97 kN V1 p = −135,97 + 343,4 = 207,4 kN V2 l = 207,4 − 238,54 · 2,59 = −410,42 kN V2 p = −410,2 + 685,8 = 275,38 kN V3l = 275,38 − 238,54 · 2,59 = −342,46 kN V3 p = −342,46 + 685,8 = 343,3 kN Navrhuji čtyřstřižné třmínky Φ8 / 150 Vmax = 343,3 kN
f ywd = f yd = 434 MPa
f ywd ≤ 0,8 · f yk = 0,8 · 500 = 400 MPa
⇒ f ywd = 400 MPa ;
α cw = 1,0; ϑ1 = 0,6
Asw = 4 · A1sw Φ8 = 3,35 ·10 −4 m 2 d = 600 − (10 + 10 + 5 + 6 ) = 569 mm z = 569 − (5 + 14 + 10 + 6) = 534 mm
77
∩ f ck ≤ 60 MPa
21,8° ≤ Θ ≤ 45°
nejpřísnější podmínka je pro 45° = > Θ = 45°
VRd = min {VRd , s ; VRd , max }
VRd ,s =
Asw 3,35 ·10 −4 · z · f ywd · cot Θ = · 0,534 · 400 ·10 6 · cot 45° = 477,04 kN s 0,15
VRd ,max = α cw · bw · z ·ϑ1 · f cd · (cot Θ + tgΘ) = 1· 0,6 · 0,534 ·13,3 ·10 6 · (cot 45° + tg 45° )
VRd ,max = 8490,7 kN VRd = 477,04 kN
Posouzení: VRd = 477,04 kN ≥ Vmax = 343,3 kN = > čtyřstřižné třmínky Φ8 / 150 Z konstrukčních důvodů bude rastr třmínků použit po celé délce stejný.
Návrh výztuže krajních základových pasů-ohybový moment
P – síla, která je přenášena pilotami; g – spojité zatížení P = 563,36 kN; g=
P/2 = 281,68 kN
∑ P = 4 · 563,36 = 195,95 kN/m L
M i = −g ⋅ x ⋅
11,5
x + Pi ⋅ x 2
0,570 = −31,83 kNm 2 2,59 2 (0,570 + ) 2,59 2 = −195,95 ⋅ + 281,68 ⋅ = 23,99 kNm 2 2
M 1 = −195,95 ⋅ 0,570 ⋅
M 1−2
78
( 2,59 + 0,565) 2 + 281,68 ⋅ 2,59 = −248,78 kNm 2 2 2,59 2,59 + 0,570 + 2,59 2,59 2 M 2−3 = −195,95 · + 281,68 · 2,59 + = −120,63 kNm + 563,36 · 2 2 2 (2 · 2,59 + 0,570)2 + 281,68 · 2 · 2,59 + 563,36 · 2,59 = −321,09 kNm M 3 = −195,95 · 2
M 2 = −195,95 ⋅
Obr. 34: Graficky znázorněny účinky zatížení – ohybové momenty pro krajní základové pasy.
Průběh momentů v krajních pasech je téměř stejný jako u středních pasů, proto navrhuji stejnou výztuž: Φ 16/100 = > As,tab = 20,11 · 10 −4 m² Posouzení: M Rd = 462,75 kNm ≥ M max = 321,09 kNm = > splňuje Návrh výztuže krajních základových pasů-posouvající síla
Vi = − g · x + Pi V1l = −195,95 · 0,570 = −111,69 kN V1 p = −111,69 + 281,86 = 170,17 kN V2 l = 170,17 − 195,95 · 2,59 = −337,34 kN V2 p = −337,34 + 563,36 = 226,02 kN V3l = 226,02 − 195,95 · 2,59 = −281,49 kN V3 p = −281,49 + 563,36 = 281,87 kN Vmax = 281,87 kN
79
Obr. 35: Graficky znázorněno smykové napětí v krajních základových pasech – posouvající síly.
Průběh posouvajících sil je v krajních pasech přibližně stejný jako ve středních, proto navrhuji: čtyřstřižné třmínky Φ8 / 150 Posouzení: VRd = 285,2 kN ≥ Vmax = 281,87 kN
80
10.5 Technologický postup Pro projekt jsou nejdůležitější podklady geologické a technické. Geologické podklady obsahují geologické poměry studované lokality a okolí, technický popis hornin, fyzikálněmechanické parametry hornin a údaje o podzemní vodě. A podklady technické se neobejdou bez statického schéma konstrukce, velikost zatížení piloty v různých etapách budovy, půdorysy a řezy objektu. Technologický postup musí být řešen podle předepsaných norem a předpisů (Topgeo, s.r.o., 2003).
Zemní práce
Před hloubením pilot se provede částečný násyp pro pracovní plošinu pro vrtnou soupravu na kótu 242,10 m n. m. Rozměr plošiny bude 60 × 14,5 m. Z příjezdové cesty se zřídí nájezdové rampy pro nájezd vrtné soupravy. Svahy jámy budou chráněny štěrkopískovým obsypem. Vrtání pilot
Vrty budou hloubeny vrtnou soupravou. Průměr vrtu bez výpažnice bude 0,635 m. Osy vrtů tvoří obdélníkovou síť, která se vynese na podkladní beton. Nájezd soupravy bude ve stejné rovině jako řada pilot 1, 6, 11 a 2, 7, 12 atd. Vytěžená zemina z vrtů bude přemístěna na mezideponii do vzdálenosti 150 m a po dokončení vrtání se vytěžená zemina z mezideponie transportuje na skládku v městské části Komín. Vrty se musí chránit před znečištěním povrchovou vodou a spadem výkopku s povrchu terénu. Při znečištění povrchovou vodou, se musí ihned vyčerpat ven z vrtu (Topgeo, s.r.o., 2003).
Výztuž pilot určuje projekt, který řeší osazení válcovaných profilů.
Armokoš je prostorová výztuž piloty, který je svázán nebo svařen. V našem případě se armokoše se skládají z montážních kruhů ( Φ 14 mm), z podélných prutů nosné výztuže ( Φ 14 mm) a z rozdělovací výztuže (spirála Φ 10 mm). Projekt nám určuje druh oceli (10505), který je nutno dodržet a ocel musí mít atest od výrobce. Podélné pruty výztuže můžou přesahovat nad pracovní úroveň na výšku určenou v projektu (Topgeo, s.r.o., 2003).
81
Armokoš musí být do vrtu vložen centricky. Po osazení musí být armokoš směrově a výškově zabezpečen proti posunu. Nesmí dojít k porušení stěn, proto musí být armokoš do vrtu vložen pečlivě a opatrně. Poškozený armokoš nesmí být do vrtu použit. Betonáž pro piloty se užívá ponejvíce beton značky B20,V4 (dle ČSN EN 206-1 značka
C20/25). Vrt se musí zabetonovat, hned po vyztužení vrtu armokošem. Betonáž se provádí zásadně pomocí usměrňovací článkové roury s násypkou až na dno vrtu. Po naplnění betonovacích rour betonem se roury pozvednou max. 0,2 m nad dno vrtu a betonová směs se nechá samovolně vytékat za plynulého doplňování. Ukončení betonáže se považuje, když je úroveň betonu hlavy piloty v úrovni pracovní plošiny nebo max. 1 m pod ní (Topgeo, s.r.o., 2003).
82
10.6 Technická zpráva 10.6.1 Úvod Studovaná lokalita, kterou jsem se zabýval, byla konkrétně budova 94 s označením staveniště VII-C. Při hloubení rýhy pro kanalizaci na jaře v roce 1974 došlo k oživení mělkých sesuvů pod smyčkou komunikace po starých smykových plochách. Z obavy z narušení stability svahu výstavbou bylo rozhodnuto o založení na vrtaných pilotách , které přenesou zatížení do větší hloubky a mohou vzdorovat případnému horizontálnímu namáhání. Co se týče geologie na dané lokalitě, tak většina areálu VII. je tvořena sedimenty sp. badenu reprezentovanými slinitými jíly s brněnskými písky a štěrky v podloží. Polohy jílů jsou nepravidelné, způsobené fosilními svahovými pohyby. Cílem této práce je volba vhodného způsobu stabilizace území a zvolení vhodné metody založení budovy v této oblasti (Papoušek & Paseka, 1976).
10.6.2 Technické řešení Postup řešení: Řešení stability svahu – stabilita byla řešena analyticky Petterssonovou metodou. Při stupni
bezpečnosti F = 1 byla zpětnou analýzou určena reziduální pevnost zeminy na smykové ploše. Úhel vnitřního tření φ = 9,7°. Této hodnoty se použilo pro výpočet stupně stability po provedení horizontálních odvodňovacích vrtů, kdy došlo ke snížení vztlaku podzemní vody. Stupeň stability se zvýšil na F = 1,4. F = 1,4 > 1,1–1,3
Svah je stabilní!
Návrhy opatření pro stabilizaci svahu podle Papouška a Paseky (1976) – Provedení horizontálních odvodňovacích vrtů (HOV). Pravidelné sledování HPV. Provedení zatěžovacích přísypů u paty svahu. Vysazení vegetace. Kontrola vodovodních a kanalizačních řádů. Zamezení podkopávání paty svahu.
Piloty pod objektem jsou navrženy jako plovoucí s ocelovou výztuží. Rozmístění pilot v pravidelném obdélníkové síti.
83
Návrh vhodné metody k založení stavby – zkoumaná budova leží v území náchylném
k sesouvání. V případě výkopu základové jámy je nebezpečí protnutí fosilních smykových ploch a tím oživení svahu. Z uvedeného důvodu je tudíž třeba na svahu vybudovat plošinu (násyp), ze které pak budou hloubeny piloty. Zvolil jsem hlubinné založení na vrtaných výpažnicových pilotách. Možnost předrážených Franki pilot byla také zvážena, ale z důvodu vzniku velkých dynamických účinků, musela být varianta zamítnuta. Otřesy by způsobily oživení stabilizovaných sesuvů.
Provádění – Nejprve se vybuduje pracovní plošina na kótě 242,10 m n. m. Vrtná souprava
bude vrtat v podélných řadách a to v pořadí: 1, 6, 11…81; 2, 7, 12…82 atd. Vrt bude vyztužen na minimální stupeň vyztužení při použití druhu oceli 10 505 (Topgeo, s.r.o., 2003). Návrh výztuž piloty se skládá z: Návrh:
10 Φ 14mm
Ovinutí:
Φ 10mm
Montážní výztuž:
Φ 12/1700mm
Při betonáži bude použit typ betonu C20/25.
84
10.7 Složitý geologický řez Brno-Bystrc, ulice Filipova pod objektem č. 94 10.8 Schéma pilot a základových pasů 10.9 Návrh výztuže piloty 10.10 Výkres založení objektu 94 VII-C
85
