Sedání
Konsolidace zemin Stlačení vrstev zeminy je způsobené změnou napětí v zemině např. vnesením vnějšího zatížení do zeminy
• • •
vytěsnění vody z pórů přemístění zrn zeminy deformace zrn zeminy
Zakládání staveb Brno 2006
Typy sedání •
•
•
okamžité sedání (počáteční) pouze smyková přetvoření, jen změna tvaru zeminy primární sedání (konsolidační) přemístěním a stlačením zrn zeminy se vytěsní voda z pórů sekundární sedání (creepové) dotvarovává se skelet zeminy za konstantního efektivního napětí
Zakládán staveb Brno 2006
Sedání Celková svislá deformace (např. povrchu) vzniklá vnějším přitížením se nazývá sedání
Transcona, Kanada, obilné silo
Před naplněním sila Po naplnění 30 m Tuhý jíl Měkký jíl Vápenec
Šikmá věž Pisa
Rovnoměrné sedání může být nepříjemné změna povrchu terénu Nerovnoměrné sedání vyvolá napětí v konstrukci zapříčiní naklonění otázka provozuschopnosti
P
R
A
S
K
L IN
A
KONEČNÉ SEDÁNÍ
s = si + sc + ss s – konečné (celkové) sedání si – okamžité sedání sc – konsolidační (primární sedání) ss – sekundární sedání
OKAMŽITÉ SEDÁNÍ Způsobeno smykovým přetvořením nedochází ke změně objemu zeminy mění se tvar objemu zeminy Zemina Písek
% si z konečného sedání 70 – 90 %
Tuhý jíl
40 – 60 %
Měkký jíl
10 – 25 %
KONSOLIDAČNÍ SEDÁNÍ Způsobeno normálovým a smykovým přetvořením dochází ke změně objemu zeminy přemisťování a stlačování zrn časově závislé (u nesoudržných propustných zemin rychlé) zatížení v rovnováze s odporem na kontaktu zrn voda se vytlačuje do míst menšího tlaku (vymizení pórového tlaku) zemina konsoliduje
SEKUNDÁRNÍ SEDÁNÍ Způsobeno reologickým přetvářením pevné fáze významné u kašovitých a plastických zemin
OKAMŽITÉ SEDÁNÍ – NESOUDRŽNÉ ZEMINY Výpočet je komplikován nelineární tuhostí závisející na napjatostním stavu Používají se empirické a semiempirické metody: Alpanova, Schultze a Sherifa, Terzaghiho a Pecka, Scmertmanna, Burlanda a Burbidge,Meyerhofova, dilatometrická aproximace
OKAMŽITÉ SEDÁNÍ SOUDRŽNÉ ZEMINY Pro výpočet se používá teorie pružnosti, vhodná zejména pro nasycené jíly, jílové břidlice Metody výpočtu: teorie pružnosti, Janbuova, Perlofova, Kaye a Cavagnarova
Konsolidační sedání
Konsolidační sedání Vrstva nasyceného jílu (Sr=1) v píscích je zatížena. Předpokládáme, že voda může ze zatížené vrstvy proudit horní i spodní částí vrstvy. počátku zatížení tj. v době hned po aplikaci zatížení dojde k okamžitému sedání, tj. změně tvaru. Není zatím změna napětí pórového a efektivního. Δσv
H
Δuv
=
=
H
+
+
Δσv’
H
15
Konsolidační sedání • Čas od zatížení narůstá t > 0 • Voda je volně z pórů vytlačována a přestává přenášet zatížení • Pórové napětí klesá a efektivní narůstá Δσv
H
=
=
Δuv
H
Δσv’
+
+
H
16
Konsolidační sedání • V čase t = ∞ tj. na konci sedání • Pórové napětí je v rovnováze (předpokládá se , že většinou vymizí) a vnesené zatížení přenášejí pouze zrna zeminy • Tento proces je časově závislý a trvá týdny, měsíce či roky Δσv
H
=
=
Δuv
H
Δσv’
+
+
H
17
Zkouška konsolidace v laboratoři • Konsolidační zkouška určuje deformační charakteristiky • Veškeré
Hv Hs A
sedání je pouze v pórech HsA = Vs HsA = Ws/Gsδw Hs = Ws/AGsδw Hv = H – Hs eo = Vv/Vs = HvA / HsA = Hv/Hs eo = číslo pórovitosti v čase t = 0 (počáteční pórovitost)
Δe = ΔH1/Hs e1 = eo – Δe e1 = číslo pórovitosti v čase t > 0 18
Jednoosá stlačitelnost Z rozšířeného Hookova zákona a za předpokladu nulového bočního přetvoření platí pro svislé poměrné přetvoření normálně konsolidovaných zemin vztah:
σ zef
2ν 2 εz = 1− E 1 −ν
Edometr
Oedometer
21
Schema edometru
Deformační charakteristiky • závislost
∆ε = f ( ∆σ ef
)
• závislost
∆e = f ( ∆σ ef
)
závislost
∆ε = f ( ∆σ ef
•
Eoed
•
C, C10 součinitel stlačitelnosti
•
mv
)
edometrický modul přetvárnosti
koeficient objemové stlačitelnosti
Zakládání staveb Brno 2006
závislost
∆e = f ( ∆σ ef
•
av číslo stlačitelnosti
•
Cc index stlačitelnosti
•
Cr index rekomprese
)
Deformační křivka jílovité zeminy
Zakládání staveb Brno 2006
∆ε = f ( ln σ ef
)
Konsolidační křivka • Závislost čísla pórovitosti na logaritmu zatížení
Cr = Index opětovného stlačení – rekomprese tj. sklon křivky
Cc = Index stlačitelnosti – tj. sklon křivky
e
Cr
Log σ 27
Deformační křivka jílovité zeminy
Zakládání staveb Brno 2006
∆e = f ( log σ )
Překonsolidované – normálně konsolidované • Překonsolidované – v minulosti byla zemina zatížena více než dnes • Normálně konsolidované současníézatížení je maximální V tomto bodu zlomu křivky se hodnota napětí nazývá překonsolidační napětí σ’c . To je maximální napětí, které kdy bylo v zemině e
σ’c
Log σ
29
Vliv historie zatížení
σ c = σ or normálně konsolidované zeminy
σ c 〉σ or překonsolidované zeminy
Zakládání staveb Brno 2006
Stupeň překonsolidace OCR
σc OCR = σ or OCR < 1 neskonsolidované (např. násyp) OCR = 1 normálně konsolidované OCR > 1 překonsolidované
Zakládání staveb Brno 2006
Určení překonsolidačního napětí: Casagrande
Zakládání staveb Brno 2006
Výpočet sedání
∆H : 1) f(σ / ε ) 2) f(σ / e )
Zakládání staveb Brno 2006
Normálně konsolidované zeminy σv’= σc’ ΔH = Cc H / (1 + e0) log [(σv’+ Δσv) / σv’] Geostatická napjatost (OCR = 1)
e
Napětí po aplikaci zatížení
σc’
Log σ
34
Překonsolidované zeminy σor+ ∆σz > σc ΔH = Cr H / (1 + e0) log σc’ / σv’ + CcH / (1+e0) log [(σv’+ Δσv) / σc’]
Zakládání staveb Brno 2006
Překonsolidované zeminy –(σv’+ Δσv) < σc’ ΔH = Cr H / (1 + e0) log [(σv’+ Δσv) / σv’]
Geostatické napětí
e
Napětí po aplikaci zatížení σc’
Log σ
36
Vliv historie zatížení zeminy na sedání
Zakládání staveb Brno 2006
Sekundární sedání
t ε = ε p + ε s log t0
Zakládání staveb Brno 2006
Index sekundární stlačitelnosti
Zakládání staveb Brno 2006
Metody výpočtu sedání • • • • • • •
ČSN 73 1001 Pomocí součinitele stlačitelnosti Pomocí indexu stlačitelnosti NEN (Buismann, Ladde) Soft soil model Teorie Janbu - nelineární f(σ / ε ) Pomocí dilatometru
Zakládání staveb Brno 2006
ČSN 73 1001
Strukturní pevnost
% σor
