Dvě zpětné analýzy stability založené na kontrolním sledování

Natural hazards (optimisation of protection, interaction with structures)

Dvě zpětné analýzy stability založené na kontrolním sledování J. Záleský České vysoké učení technické v Praze, Fakulta stavební, Praha, Česká republika

RESUME: Two back analyses of stability based on site monitoring An open-pit coal mine in the Czech Republic is under reclamation which forms a large lake inside. One side-slope about 40 hectares is still not stable. The slope has two different parts. The upper one with a small inclination consists mainly of “virgin” ground not directly affected by mining. The lower part is a side slope formed by former stripping partly supported by an internal waste dump. A long anchored pile wall has been designed as a support of the upper part of the area. In the lower part a huge stabilisation embankment on the internal waste dump is under construction. The existing monitoring was extended in 2007 in order to prove efficiency of remedial measures. The embankment is instrumented and monitored with respect to its construction phases. Besides the control of the construction process, all gathered monitoring results are used for reverse analyses. A parameter study based on a link of knowledge gained by boring for site instrumentation, CPT applied for installation of BAT pore pressure sensors and pore pressure development including results of 3D deformation monitoring of the waste dump was made. Probable values of shear resistance parameters of the soil on monitored slip surface were determined with the use of the limit state analysis. The study highlighted the effect of pore water pressure distribution to dump stability and another fact that soil parameters are often underestimated to meet monitored instability in calculations. Geotechnical monitoring has been applied for the wall performance control and the efficiency approval of remedial actions. Data gained by long-term high precision monitoring of deformations of two instrumented wall sections together with development of anchor forces are used for back analyses with direct interpretation of piles deflection curves and fitting of calculated deflection curves to measured ones.

3ĜtURGQtNDWDVWURI\RSWLPDOL]DFHRFKUDQ\LQWHUDNFHVHVWDYHEQtPLNRQVWUXNFHPL

1


1 ÚVOD V příspěvku jsou ukázány vybrané výsledky kontrolního sledování, na jejichž základě byly prováděny studie stability svahu vnitřní výsypky povrchového dolu a jeho bočního svahu. V obou případech bylo stanovení geotechnického modelu velmi obtížné. V prvém případě se jedná o výsypku, která je tvořena převážně jílovitými zeminami. Provedené průzkumy a polní zkušební metody potvrdily očekávanou významnou heterogenitu výsypkového tělesa, a proto i velmi omezenou až nemožnou výstižnou charakterizaci parametrů výsypky pomocí laboratorních a polních zkoušek. Ve druhém případě se jednalo o svah tvořený zčásti územím, které nebylo přímo zasaženo dobýváním uhlí, a zčásti svahem vytvořeným předstihovou skrývkou a vytěžením uhelné sloje.

2 STABILITA VNITŘNÍ VÝSYPKY 2.1 Podklady pro sestavení modelu výsypky pro studii stability Vzhledem k tomu, že práce byly prováděny v rámci výzkumného projektu, bylo možné jednotlivé etapy provádět postupně a využívat znalostí z etap předchozích i dřívějších prací, které projektu předcházely. V zájmovém území byly zhotoveny tři monitorovací vrty (MPD 05, 06 a 07) vystrojené kombinovanými pažnicemi pro měření prostorových deformací modifikovaným inklinometrem (vodorovných) a klouzavým deformetrem (svislých). Na základě vyhodnocení popisů jader vrtů pro měření prostorových deformací (vrstvy měkké konzistence) byly odhadnuty polohy možné smykové plochy. Výsledky nebyly jednoznačné, měkké polohy se ve vrtech opakovaly, obrázek 1. Na příkladu vrtu MPD 06 je patrná souvislost mezi rozsáhlou měkkou polohou v rozmezí 28.9-34.0 m pod terénem a smykovou plochou, která byla sledování určena v hloubce 33 m v místě MPD 06. Výskyt měkkých poloh neměl jedinou příčinu a rozhodně nebyl výstižný pro určení smykové plochy.

Obrázek 1. Účelový popis jádra vrtu s vyznačením měkkých poloh – vrt MPD 06.

2



S odstupem času byly výše uvedeným měřením ve vrtech zjištěny polohy smykové plochy. V tomto případě se jednalo vždy o jedinou polohu smykových přetvoření naznačující poměrně ostré vymezení. U každého vrtu byly pak provedeny tři vpichy statické penetrace pro instalaci svazků trojic snímačů pórového tlaku BAT (filtrů) zatlačením, Záleský (2003) a Záleský et al (2009a). V každé trojici byl jeden z filtrů osazen přímo do úrovně aktivní smykové plochy, jeden nad a jeden pod ni (vždy ve svislé vzdálenosti od smykové plochy cca 5 m). Průběhy odporu hrotu a plášťového tření včetně třecího poměru se u statických penetrací v blízkosti vrtů MPD 05 až MPD 07 se značně lišily a potvrzovaly významnou heterogenitu prostředí výsypky. Polohy naznačující výskyt prohnětené zeminy v penetračních sondách nebyly zpravidla totožné, přestože jejich půdorysná vzdálenost ve svazku byla do cca 1 m. Differential Plot (DX)

Inclinometer Measurements

Integrated Plot (VX)

0

0

Project: Slope Monitoring

2

2

Borehole: MPD 04/2004 Rabenov

4

4

6

6

Re fe rence epis ode (s ): 1 : 16 Sep 2004 Episode (s)

3 4 5 6 10

Date

04 04 05 28 10

Nov 2004 May 2005 Dec 2005 Jul 2006 Oct 2006

Com m e nts : Waste Dump

8

8

10

10

12

12

14

14

16

16

18

18

20

20

22

22

24

24

26

26

28

28

30

30

32

32

34

34

36

36

38

38

Czech Technical University Faculty of Civil Engineering De partm ent of Geotechnics Thakurova 7, 166 29 Praha 6 Czech Republic

-X dire ction (mm /m ) 0

+X direction (m m /m ) 2

4

6

8

10

12

-X direction (m m ) 0

5

+X direction (m m ) 10

15

20

25

30

35

Obrázek 2. Příklad výsledků sledování vodorovných deformací ve směru spádu svahu.

2.2 Výskyt smykové plochy v charakteristickém řezu V obrázku 2 je v levé části uveden vývoj vodorovných deformací diferenčním zobrazením. Součtové zobrazení vpravo poskytuje údaj o celkové vodorovné deformaci vztažené ke stabilnímu podloží výsypky. Zde jsou patrné tři oblasti s aktivními deformacemi, ze kterých se vyvinula smyková plocha v hloubce cca 19 m pod terénem. Výstroj vrtu MPD 04 z předchozího projektu byla smykovými deformacemi přerušena. Výsledky sledování vývoje vodorovných deformací a pórových tlaků na smykové ploše jsou schematicky uvedeny v obrázku 3. Čísla v řezu odpovídají hloubce smykové plochy. V době instrumentací vrtů pro liniová měření deformací byla již smyková plocha vyvinutá a výsledky sledování potvrzovaly existenci ostře vymezené smykové plochy, Záleský (2008). Stále byly patrné náznaky vývoje smykových deformací i v jiných úrovních v souladu s předpokladem postupného vývoje smykové plochy proti spádu svahu. Pórové tlaky uvedené v obrázku 3 byly měřeny periodicky švédským systémem BAT.


3


Obrázek 3. Charakteristický řez výsypkou s instrumentovanými vrty.

Obrázek 4. Převýšený řez svahem s průběhem smykové plochy a materiály: 1 – jíl nad smykovou plochou : γ = 18 kN/m3, φ‘, c‘: větší než mat. 2, γsat = 20 kN/m3 2 – jíl smykové plochy: γ = 18 kN/m3, φ‘,c‘: hodnoty měněny viz dále, γsat = 20 kN/m3 3 – jíl pod smykovou plochou: γ = 18 kN/m3, φ‘, c‘: větší než mat. 2, γsat = 20 kN/m3 Naměřené pórové tlaky vykazovaly vysoké hodnoty a proti maximálnímu hydrostatickému tlaku vody byly vždy významně vyšší a byly měřeny opakovaně. Tlaky kolísaly s časem, ale byly naměřeny takové hodnoty (současná maxima), že po přepočtu na součinitel pórového tlaku ru = uw / σ, kde uw je naměřený pórový tlak vody a σ totální normálové napětí od vlastní tíhy zeminy, dosahovaly hodnoty až 0.8. Tato byla podél smykové plochy přibližně konstantní. Hodnota maximálního hydrostatického tlaku by při uvažovaných objemových tíhách nasycené výsypky odpovídala ru = 0.5.

2.3 Parametrické výpočty Stabilitní analýzy již byly prováděny pomocí Sarmovy metody s výslednou nekruhovou smykovou plochou uvedenou v obrázku 4. V prvé fázi studie byla ověřována možnost výskytu smykové plochy procházející polohami uvedenými v obrázku 3 s prodlužováním oblasti smykových deformací od paty sesuvu proti svahu a vložením reziduálních hodnot parametrů smykové pevnosti. Souborem výpočtů byla ověřena pravděpodobnost výskytu jediné aktivní smykové plochy, která je uvedena v obrázku 4, a která prochází polohami určenými kontrolním sledováním. Smykové porušení probíhá podél poměrně ploché křivky, přestože je zjištěná maximální hloubka 33 m. Cílem následujících zpětných analýz bylo nejprve nalezení vyhovujících kombinací parametrů smykové pevnosti materiálu výsypky na dané smykové ploše při stupni

4



stability blízkém jedné. Přitom byl modelován pórový tlak odpovídající výsledkům monitoringu, tj. vysokými hodnotami součinitele pórového tlaku až do hodnot ru ≤ 0.8. Při optimalizaci tvaru smykové plochy programem GEO 5 nedocházelo k vybočení z vrstvy materiálu 2. Zadaná hodnota součinitele pórového tlaku ru byla konstantní ve vrstvách materiálu 2 i 3 a lineárně klesala k hodnotě 0.0 na povrchu terénu. Při hodnotě ru = 0.8 odpovídá na dané smykové ploše změně úhlu tření o 1° změna stupně stability o cca 0.05 a změně soudržnosti o 1 kPa změna stupně stability o cca 0.02.

2.4 Závěry Analýzou získané kombinace smykových parametrů odpovídají směrným normovým charakteristikám měkkých soudržných zemin uvedených v dnes již neplatné normě ČSN 73 1001 v tab.11: F8: φ‘ = 13-17°, c‘ ≥ 2 kPa; F7: φ‘ = 15-19°, c‘ ≥ 4 kPa. Tuto „shodu“ považujeme za významnou, přestože norma byla sestavena pro zeminy neporušené. Ze zkušenosti se vztahem vrcholových a reziduálních parametrů smykové pevnosti zemin je předpokládán při přechodu z vrcholových na reziduální malý až zanedbatelný pokles úhlu vnitřního tření a až úplná ztráta soudržnosti, Záleský (2009a). Možnou příčinou vysokých hodnot změřeného pórového tlaku může být artéská voda, která do podloží nepropustných jílovitých vrstev výsypky v okolí smykové plochy proniká ze svahu nad výsypkou prostřednictvím propustnějších těles hrubozrnnějšího materiálu. Druhou příčinou je nárůst pórového tlaku vody uzavřené ve stlačující se málo propustné vrstvě materiálu výsypky namáhaného smykem. Vyhodnocením 3D deformací ve vystrojených vrtech bylo potvrzeno kontraktantní chování při smyku. Vzhledem k malé půdorysné hustotě rozmístění snímačů pórového tlaku není jisté, zda lze takto vysoké změřené hodnoty pórového tlaku uvažovat celoplošně. Proto byly provedeny analýzy s nižšími hodnotami součinitele pórového tlaku ru = 0.7 až 0.5. Pro danou smykovou plochu poskytují reálné kombinace parametrů smykové pevnosti měkké soudržné zeminy výpočty se součiniteli pórového tlaku ru = 0.7. Zbývající výpočty (ru = 0.6 a 0.5) dávají hodnoty parametrů smykové pevnosti velmi nízké až nereálné (φ´ = 9.0°-11.0°). V parametrické studii byla částečně využita bakalářské práce, Mejsnar (2009). I takto nízké hodnoty „reziduálních parametrů“ jsou občas publikovány, ale v řešeném případě považuji za nutné upozornit, že se jedná o svah, který je z hlediska svahových pohybů aktivní. Zpětná analýza uvedeného svahu tvořeného výsypkou s vysokou pravděpodobností naznačuje, že často užívané parametry smykové pevnosti jsou nízké, aby byla vystižena kontrolním sledováním zjištěná nestabilita svahu při konzervativně uvažovaných hodnotách pórového tlaku, Záleský (2009). Pórový tlak a jeho rozdělení v nestabilním masivu se nesnadno sleduje, ale je nutné jej považovat za zpravidla dominující vliv na stabilitu. Při návrhu způsobu sledování a rozsahu vystrojení je naprosto nutné věnovat stanovení pórových tlaků náležitou pozornost a prostředky. Postupné vystrojování použité v tomto případě není však zpravidla možně při řešení praktických problémů z časových důvodů.

3 ZPĚTNÁ ANALÝZA KOTVENÉ PILOTOVÉ STĚNY Kotvená pilotová stěna byla vybudována ve svrchní části rozsáhlého nestabilního svahu, aby bránila sesouvání zemin na jeho spodní část tvořenou převážně vnitřní výsypkou povrchového dolu. Stěna, celkové délky cca 300 m, je složená z dilatačních celků, tvo-


5


řených vždy sedmi pilotami profilu 1 200 mm. Piloty jsou v úrovni hlav ztuženy masivní, trojúhelníkovými žebry zpevněnou úhlovou zdí, přes kterou byl opěrný systém stabilizován pramencovými kotvami. Piloty byly vystrojeny pro sledování deformací. Cílem sledování bylo ověřit skutečné chování stěny, zejména pro nejistoty v sestavení geotechnického modelu prostředí, a ověřit celkovou účinnost nápravných opatření. Výsledky sledování byly využity k zpětné analýze zatížení stěny zemními tlaky a kalibraci numerického modelování průběhu aktivace stěny tlakem zajištěného svahu. Sledování zahrnuje geodetická měření posunů bodů na koruně stěny, měření náklonů koruny, kotevních sil vybraných kotev i lokálního přetvoření výztuže pilot. Součástí je sledování ohybových čar pilot ve dvou příčných řezech pomocí měření modifikovaným inklinometrem a klouzavým mikrometrem, Záleský (2009b). S ohledem na heterogenitu horninového prostředí a z toho plynoucí nejistoty při stanovení vstupních parametrů geotechnického modelu jsou výsledky sledování vyhodnocovány též s cílem provést analýzu zatížení a modelovat průběh aktivace stěny tlakem stabilizovaného svahu. K zpětné analýze zatížení z výsledků měření ohybových čar a kotevních sil byly použity metody přímé interpretace změřených ohybových čar a metody sbližování vypočtených ohybových čar se skutečností.

3.1 Derivování ohybových čar pilot Ohybové čáry pilot byly vypočteny z párových hodnot poměrných přetvoření rubu a líce ohýbané piloty změřených posuvným mikrometrem, Záleský (2009b). Byly použity pro výpočty zatížení a vnitřních sil pilotové stěny postupným derivováním ohybových čar a deformační metodou. Deformační metoda se známým vektorem deformace z vodorovných posunů nebo se zadanými posuny i pootočeními zatím poskytuje nepřijatelně velké oscilace výsledků a vyžaduje další zpracování.

Obrázek 5. Deformace piloty a průběhy vnitřních sil získané derivováním ohybové čáry Postupné derivování ohybové čáry poskytuje průběhy výsledného zatížení pilotové stěny po výšce. Zatěžovací obrazec je však superpozicí totálních tlaků zemin (včetně tlaků pórových) z obou stran stěny i sil kotevního systému. Vzhledem k závislosti zemních tlaků na posunech a obtížnému stanovení průběhů skutečných tlaků podzemní vody

6



v heterogenním svažitém prostředí je určení pravděpodobných výchozích tlaků po obou stranách stěny (před superpozicí) prakticky nemožné. Hodnoty vodorovných posunů pilot jsou v rozsahu řádu tisícin mm až prvních desítek mm, proto hraje značnou roli přesnost stanovení výchozích hodnot. Zde uvažujeme přesnost stanovení změn délek rubu a líce pilot ± 0,003 mm při délce měřické základny 1,000 m. Jako náhrada ohybových čar byl zvolen polynom 10. stupně s metodou nejmenších čtverců, který je dostatečně poddajný a přispívá k vyrovnání hodnot. Postupy lze použít především pro porovnání průběhů ohybového momentu, posouvající síly i zatížení s projektem a pro porovnání se sbližováním ohybových čar, Záleský (2010).

3.2 Sbližování naměřených a vypočtených ohybových čar pilot Postup je založen na úpravách profilu a vstupních charakteristik zemin do výpočetního programu založeného na metodě závislých tlaků, například GEO5 – Pažení posudek. Cílem je dosáhnout co možná nejlepší shody vypočtené ohybové čáry pilotové stěny s výsledky měření a souladu kotevních sil. Jako výchozí hodnoty charakteristik zemin byly použity výsledky dříve provedených analýz stability svahu blízkého mezní rovnováze s užitím změřených hodnot pórových tlaků. Základním předpokladem pro použití tohoto postupu je zatížení stěny zemními tlaky a nikoliv zeminou, která se nasouvá na stěnu jako důsledek nestability území. V tomto případě se dosud jedná dle postupného vývoje deformací o aktivaci stěny a působení zemních tlaků. Výhodou tohoto postupu je to, že lze získat rozdělení tlaků zeminy na líci a rubu stěny s jednoznačně zadaným rozdělením tlaku vody na stěnu.

Obrázek 6. Příklad výsledků sbližování ohybových čar a vlivu pórového tlaku. Jednu z výsledných variant řešení s dobrou shodou výpočtu se skutečností (model C) ukazuje obrázek 6. Této shody bylo dosaženo při zvýšeném pórovém tlaku artéské vody ve svahu nad stěnou (přidaný lichoběžníkový obrazec). Při rozdělení tlaku vody podle standardního trojúhelníku hydrostatického tlaku (model D) byla vypočtená deformace stěny výrazně nižší. Měřené mezní deformace stěny se pohybují v rozsahu 21÷25 mm. Nerostou však soustavně, ale periodicky se střídají vyšší a nižší hodnoty. To spíše odpovídá změnám pórového tlaku a možným změnám zatížení při bobtnání a smršťování zemin v blízkosti povrchu terénu. Dle vlastních měření svislých přetvoření ve stejném souvrství zemin ve vrtech může tato oblast zasahovat až do 3 – 4 m.


7


O tom, že se v lokalitě vyskytuje napjatá podzemní vody, svědčí vlastní měření pórových tlaků nad pilotovou stěnou, výtoky vody kotevními otvory i lokálně zjištěná napjatá voda při zemních pracích pod stěnou. Scénář uvedený v modelu C není nereálný. Výsledky modelování – charakteristiky zemin pro model C – byly stanoveny na základě smykových zkoušek zemin z potenciální smykové plochy a jsou v souladu s hodnotami obvyklými pro zeminy CL – CI, jíly s nízkou až střední plasticitou.

3.3 Závěry Pro zpětnou analýzu zatížení kotvené pilotové stěny byly použity metody přímé interpretace změřených ohybových čar a metody sbližování vypočtených ohybových čar se skutečností prostřednictvím variací vstupních charakteristik zemin a pórových tlaků. Přímá interpretace ohybové čáry pilotové stěny jejím postupným derivováním vyžaduje vyrovnání naměřených hodnot posunů vhodnou spojitou funkcí. Dalším problémem je, v tomto případě pouze v jedné úrovni, existence kotevní síly. Pro přímou interpretaci byla vhodná náhrada ohybových čar polynomem desátého stupně pro poddajnost i částečné vyrovnání ohybové čáry. Vhodné náhrady, které by bylo možné obecně doporučit, vyžadují další studium a ověřování. Z uvedených metod zpětné analýzy vychází jako optimální sbližování ohybových čar za použití programů pro výpočet pažících stěn, zde GEO5, Fine s.r.o. Metoda je sice časově náročnější, ale výsledkem je model řešené situace, který lze následně použít k dalším analýzám a prognózám chování pilotové stěny a jí zabezpečeného svahu. Nutnou podmínkou je však stav, kdy se jedná o působení zemních tlaků a ne nasouvaného zemního tělesa. V opačném případě je nutné určit kontrolním sledováním mocnost nestabilní zeminy a řešit podmínky rovnováhy mezi stěnou a nasouvající se zeminou. Při zpětné analýze je třeba dbát, aby celkové množství vstupních parametrů modelu (neznámých) nepřekročilo množství bodů shody ohybových čar (rovnic). Jinak má úloha teoreticky neomezené množství řešení, tj. kombinací vstupních parametrů. K výsledkům zpětné analýzy je vždy třeba přistupovat obezřetně a postupy kombinovat.

4 REFERENCE Mejsnar, L. 2009. Hodnocení stability svahů s užitím metod kontrolního sledování. In Bakalářská práce, ČVUT v Praze, fakulta stavební, 2009, 34 str. + přílohy. Záleský, J. & Kurka, J. 2003. Výzkum a verifikace metod sledování svahových pohybů průběh prací na úkolu GAČR 103/02/1166 v roce 2003. In Sb. přednášek: 23. mezin. semináře Polní geotechnické metody 2003, září 2003, AZ Consult, spol. s r.o. Ústí n.L., ISSN 1213-1237, str.112-117. Záleský, M. & Záleský, J. & Kuklík, P. & Hánek, P. 2008. Monitoring of a large slide and slope reclamation in a former open-pit mine. In Measuring the Changes - 4th IAG Symposium on Geodesy for Geotechnical and Structural Engineering. LisbonMay 2008, CD ROM. Záleský, J. & Kurka, J. & Kos, J. & Záleská, O. 2009a. Odhad parametrů smykové pevnosti výsypky na základě monitoringu a statické penetrace. In Sb. přednášek: 29. mezin. semináře Polní geotechnické metody 2009, září 2009, AZ Consult, spol. s r.o. Ústí n.L., ISSN 1213-1237, str.115-120. Záleský, J. & KOS, J. 2009b. Kotvená pilotová stěna – kontrolní sledování jako podklad pro zpětnou analýzu. In: Sborník příspěvků 37. konf. se zahraniční účastí Zakládání staveb Brno 2009, Sekurkon, s.r.o., ISBN: 978-80-86604-46-6, str. 103-106.

8


Dvě zpětné analýzy stability založené na kontrolním sledování

Recommend Documents