VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ LUMÍR MIČA ZEMNÍ KONSTRUKCE MODUL CF01- M01

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ

LUMÍR MIČA

ZEMNÍ KONSTRUKCE MODUL CF01- M01

STUDIJNÍ OPORY PRO STUDIJNÍ PROGRAMY S KOMBINOVANOU FORMOU STUDIA

Zemní konstrukce · Modul CF01-M01

© Lumír Miča, Brno 2007

- 2 (175) -

Obsah

OBSAH 1 Úvod ...............................................................................................................5 1.1 Cíle ........................................................................................................5 1.2 Požadované znalosti ..............................................................................6 1.3 Doba potřebná ke studiu .......................................................................6 1.4 Klíčová slova.........................................................................................6 2 Rozdělení zemních konstrukcí.....................................................................7 3 Geotechnický průzkum ..............................................................................12 3.1 Dopravní stavby ..................................................................................13 3.2 Vodohospodářské stavby ....................................................................15 3.2.1 Přehradní místo .....................................................................15 3.2.2 Přehradní nádrž .....................................................................16 3.3 Ekologické stavby ...............................................................................17 3.4 Shrnutí.................................................................................................17 4 Materiál zemních konstrukcí.....................................................................18 4.1 Zemina nezlepšená/zlepšená ...............................................................20 4.1.1 Zrnitost..................................................................................22 4.1.2 Hustota, objemová tíha .........................................................24 4.1.3 Konzistenční meze a diagram plasticity ...............................24 4.1.4 Charakteristiky stavu zeminy................................................26 4.1.5 Struktura zemin.....................................................................26 4.1.6 Tuhost – deformační charakteristiky ....................................27 4.1.7 Pevnost..................................................................................31 4.1.8 Propustnost............................................................................34 4.2 Kamenitá sypanina ..............................................................................35 4.3 Druhotné suroviny...............................................................................36 4.4 Lehké materiály...................................................................................37 4.5 Ostatní materiály .................................................................................39 4.6 Shrnutí.................................................................................................40 5 Modifikace vlastností zemin ......................................................................41 5.1 Předkonsolidace ..................................................................................43 5.1.1 Předtížení ..............................................................................44 5.1.2 Vakuování .............................................................................48 5.2 Vertikální drény ..................................................................................50 5.3 Stabilizace ...........................................................................................62 5.3.1 Hloubková stabilizace...........................................................62 5.4 Zhutňování ..........................................................................................73 5.4.1 Povrchové zhutňování...........................................................73 5.4.2 Hloubkové zhutňování - Hloubkové dynamické zhutňování80 5.4.3 Zhutňování hloubkovou vibrací............................................89 5.5 Vyztužování ........................................................................................92 5.5.1 Štěrkové pilíře.......................................................................93

- 3 (175) -


5.5.2 Vyztužování zemin geosyntetiky ....................................... 110 5.6 Shrnutí .............................................................................................. 141 6 Obecné zásady návrhu zemního tělesa................................................... 144 6.1 Geotechnická kategorie .................................................................... 144 6.2 Geotechnické vlastnosti materiálů.................................................... 145 6.3 Stabilita a deformace ........................................................................ 146 6.4 Návrh zemní konstrukce................................................................... 151 6.4.1 Observační metoda ............................................................. 152 6.4.2 Matematické modelování ................................................... 153 6.5 Shrnutí .............................................................................................. 170 7 Literatura.................................................................................................. 171 7.1 Seznam použité literatury ................................................................. 171 7.2 Seznam doplňkové studijní literatury............................................... 174 7.3 Odkazy na další studijní zdroje a prameny....................................... 174

- 4 (175) -

Úvod

1

Úvod

Při psaní skript o zemních konstrukcích jsem se velmi dlouho zamýšlel nad tím, jak definovat tuto oblast geotechniky. Podíváme-li na zemní konstrukce z blízka, tak zjistíme, že se prolínají skrz celou geotechniku. Pracujeme zde se zeminou, horninou resp. s geoamteriálem. Proto musí mít stavební inženýr velmi dobré znalosti z mechaniky zemin a hornin. Samotná zemní konstrukce se uplatňuje v zakládání staveb či v podzemních stavbách. Zde se však jedná o nepřímou vazbu. Uděláte-li si průřez odbornou literatuře, pak můžete samozřejmě namítnout, že informace, které jsou v těchto učebních textech jsou i tam. To je sice pravda, ale na druhou stranu se však nejedná o podrobné informace a čitatel si udělá pouze hrubý obraz o daném problému. A to bylo z jedním důvodů, proč se autor rozhodl napsat tyto učební texty, protože v současné době neexistuje ucelený text v České republice. Dalším důvodem je i ta skutečnost, že tyto konstrukce jsou tak trochu opomíjeny i když jejich rozsah „přesahuje“ ostatní stavby a dá se s velkou pravděpodobností usuzovat, že jejich množství bude v budoucnu stále narůstat. Je potřeba neustále dobudovávat dopravní infrastrukturu nebo v důsledku klimatických změn dochází k záplavám a jedním z opatření jsou protipovodňové hráze, poldry. Z další oblastí, i když při prvním náhledu se zdá, že to se zemními konstrukcemi nemá nic společného, jsou skládky komunálního odpadu. Podívámeli se na daný problém z jiné strany, tj. kam s ním, tak zjistíme, že musíme zbudovat skládku, což není nic jiného než zemní konstrukce. V předložených učebních textech nejsou samozřejmě vyčerpána všechna témata, která se vztahují k zemním konstrukcím. Cílem autora je však postupně tuto problematiku rozšiřovat, což v rámci elektronických textů je mnohem snadnější než je tomu u tištěných textů. Předkládaná skripta jsou určena především pro posluchače oboru Konstrukce a dopravní stavby, i když v jednotlivých kapitolách je ve stručnosti pojednáno i ostatních oborech – vodní stavby, ekologické stavby. Samozřejmě popsané technologie, návrhové postupy, lze využít i při navrhování ostatních stavebních konstrukcí pozemních staveb – občanské objekty, haly apod.

1.1

Cíle

Cílem těchto skript je předložit čtenářům publikaci, která shrnuje současné poznatky z této oblasti, a to od vlastností, přes navrhování až po technologickorealizační otázky. Předkládané studijní opory jsou rozděleny do pěti samostatných kapitol. První kapitola nemá žádnou odbornou náplň a je jen pouze úvodníkem k zemním konstrukcím. Druhá kapitola seznamuje čtenáře s rozdělením resp. klasifikací zemních konstrukcí dle různých kritérií. Třetí kapitola, i když jen velmi stručně, se věnuje geomateriálům, které se používají v zemních konstrukcích. Čtvrtá kapitola, nejrozsáhlejší, se zabývá jednotlivými technologiemi, které se uplatňují v tomto oboru. Účelem této kapitoly je podat čtenářům informace o jejich aplikovatelnosti, navrhování a samotné technologii provádění. Poslední kapitola se zabývá v obecné rovině navrhováním zemních kon- 5 (175) -


strukcí. I když dílčí návrhy jsou již součástí čtvrté kapitoly, je cílem páté kapitoly komplexní pohled na navrhování a posuzování zemních konstrukcí.

1.2

Požadované znalosti

Mezi požadované znalosti patří základy geologie, mechaniky zemin a stavební mechaniky získané během studia na vysoké škole.

1.3

Doba potřebná ke studiu

Doba potřebná ke studiu předmětu Zemní konstrukce je cca 52 hodin

1.4

Klíčová slova

geomateriál, úprava-zlepšování-vyztužování zemin, návrhové postupy, technologie výstavby.

- 6 (175) -

Rozdělení zemních konstrukcí č. 2

2

Rozdělení zemních konstrukcí

Zemina jako stavební materiál slouží lidem již odnepaměti. Buď ji používali pro výstavbu svých obydlí, nebo se z ní vytvářeli opevnění kolem těchto obydlí. Zemina však nebyla využívána jen jako stavební materiál, ale také jako konstrukční materiál. I v současnosti se můžeme stále ještě setkat s řadou staveb s dávné doby, kde základním konstrukčním matriálem je zemina. Jsou to například stavby, jejichž původ se váže na náboženské představy dané doby – například první pyramidy byly postaveny z hlíny. Jiným příkladem je výstavba ochranných nebo přehradních hrází. První takové stavby můžeme nalézt v Číně na Žluté řece, kde tvořily ochranu proti povodním. Zároveň z dochovaných záznamů vyplývá, že způsob ukládání zeminy do těchto hrází si v ničem nezadá s dnešními požadavky. V historických pramenech můžeme rovněž nalézt, že lidé se již v dávných dobách snažili zlepšit vlastnosti zeminy. Dokladem toho je například použití rákosu v zemních konstrukcích, což vlastně předchází současnému vyztužování pomocí geosyntetik či ocelových pásků. Použití zeminy jako konstrukčního materiálu není jen otázkou historie, ale je důležitou součástí dnešní doby. Důkazem toho je i Česká republika, kde dochází ročně k zhutňování stovek miliónů metrů kubických nejrůznějších geomateriálů. Největší podíl připadá na stavby dopravní a vodohospodářské. Násypy, zásypy, obsypy a podsypy tvoří v oborech inženýrského stavitelství asi 80% z celkového množství zhutňovaných geomateriálů, zbylá procenta připadají na obory pozemního stavitelství. Aplikace zeminy jako konstrukčního materiálu samozřejmě s sebou nese potřebu stále většího poznání jejího chování. Z tohoto pohledu můžeme vidět, že obor mechanika zemin prodělal od svého „založení“ (K. Terzaghi /1883-1963/ zakladatel moderní mechaniky zemin) výrazný pokrok a v současné době jsou stavebním inženýrům k dispozici poznatky, které umožňují vybudování ekonomické a spolehlivé konstrukce. Velkým přínosem je i rozvoj možností v modelování zemních konstrukcí, kdy vznikají moderní numerické metody, které se snaží co nejreálněji postihnout chování zemin. V současné době je asi nejrozšířenější metoda konečných prvků (MKP nebo angl. FEM – např. http://www.plaxis.com/; ), existují však i další metody, které se snaží modelovat zeminu jako partikulární látku (PFC – http://www.hcitasca.com/pfc.html ) či jako diskrétní bloky (UDEC - http://www.hcitasca.com/udec.html ). Tyto metody jsou zatím v praxi méně rozšířené v důsledku své náročnosti při praktickém použití. V neposlední řadě nelze opominout technologickou otázku, která rovněž hraje významnou roli u zemních konstrukcí. S rozvojem technického poznání došlo k významnému posunu i v této oblasti. To se projevilo například ve vzniknu nových způsobů zlepšování zemin, pokládání geomateriálů apod. Na závěr je však nutno připomenout, že aby došlo k rozvoji v jednotlivých oblastech (vlastnosti, posouzení a technologie), je nutné, aby mezi nimi neustále existovala zpětná vazba 〈obrázek 2.1〉. Nyní můžeme přistoupit k základní definici zemní konstrukce. Definice

- 7 (175) -


Zemní konstrukce je taková konstrukce, kde základním konstrukčním materiálem je zemina/hornina, a to jak bez zlepšení, tak se zlepšením. Zemní konstrukce je taková konstrukce, kde základním konstrukčním materiálem je zemina/hornina, a to jak bez zlepšení, tak se zlepšením.

Chování Chování geomateriálu geomateriálu

Technologie Technologie

Výpočet Výpočet

„Koloběh“ mezi geomateriálem, výpočtem a technologií A co si představit pod konstrukcemi, které mají v názvu navíc slovo „zemní“? Jak již bylo řečeno, největší uplatnění těchto konstrukcí je v dopravních, vodohospodářských a ekologických stavbách. Proto jedním z kritérií jejich rozdělení je dle typu stavby. Rozdělení zemních konstrukcí dle tohoto kritéria viz 〈obrázek 2.2〉. Dalším z kritérií může být například manipulovatelnost s materiálem. To znamená, zda konstrukce vznikla odebráním či nasypáním materiálu. Rozdělení zemních konstrukcí dle tohoto kritéria je patrné z 〈obrázku 2.3〉. Samozřejmě lze jistě najít další kritéria jejich rozdělení nebo doplnit již uvedené. V organizačních diagramech (〈obrázek 2.2〉 a 〈obrázek 2.3〉) jsou uvedeny termíny či názvosloví, které jsou spjaty se oborem „zemní konstrukce“. Řada těchto termínů je určitě studentům stavebnictví dobře známa. Jsou však mezi nimi termíny, které jsou méně frekventované. A protože je důležité při vzájemné komunikaci znát, co který termín vyjadřuje, budou v následujícím textu termíny uvedené v diagramech detailněji popsány popř. doplněny obrázkem.

- 8 (175) -


Rozdělení zemních konstrukcí dle typu stavby zemní konstrukce

dopravní stavby

vodní stavby

(silnice, železnice) násyp

zářez, odřez

prostý

prostý

vrstevnatý

vyztužený

ze zlepšené zeminy

ostatní stavby

přehradní sypaná hráz

skládka

ochranná hráz

odkaliště

atd.

výsypky uložiště

kotvami, hřebíky

vyztužený

gabiony

ze spraše a sprašové hlíny z vátého písku z kamenité a balvanité složky z popílku a popela

Rozdělení zemních konstrukcí dle typu stavby zemní konstrukce konstrukce vzniklé odebráním materiálu

odřez

zářez

konstrukce vzniklé nasypáním zeminy

násypové těleso

hráze

valy

silniční

přehradní

železniční

rybniční

skládky

protipovodňové

stavební jáma

ochranné / obranné protihlukové

ostatní

zemník

vysýpka

atd.

regulační

atd.

Rozdělení zemních konstrukcí dle manipulovatelnosti s materiálem Násyp - konstrukce vzniklá nasypáním geomateriálu a jeho následným zhutněním 〈obrázek 2.4〉. Základní rozdělení je na: Prostý – z jednoho druhu geomateriálu (nezlepšeného - vhodného anebo velmi vhodného) Vrstevnatý (sendvičový) – střídání dvou typů geomateriálů (poddajného a ztužujícího) Vyztužený – kombinace geomateriálu a výztužného prvku (především geosyntetikum) Vylehčený – zde se již nemusí přímo jednat o geomateriál. V České republice je to např. LIAPOR (na přírodní bázi – jíl) anebo EPS (extrudovaný polystyrén) - 9 (175) -


Někdy se lze setkat i s dělením typů násypů podle materiálu, ze kterého jsou konstruovány. Např. v normě ČSN 73 6133/1998, která se zabývá návrhem zemního tělesa pozemních komunikací, je samostatným typem násypu násyp ze spraše, vátého písku, popílku, popele apod.

NASYPANÝ MATERIÁL

ROSTLÝ MATERIÁL

Grafické znázornění násypu Zářez / Odřez – vzniká odebráním rostlého materiálu ze dvou stran / jedné strany 〈obr. 2.5〉. Základní rozdělení je na: Prostý – odebrání materiálu bez dodatečných opatření. Sklony svahů zářezu / odřezu musí být provedeny tak, aby nedošlo k jejich nestabilitě. Vyztužený – v případě, že nelze provést prostý zářez/odřez (omezený prostor, přitížení povrchu zářezu apod.), je nutno navrhnout prvky, které zajistí jeho stabilitu. Ke zvýšení stability lze použít ocelové pruty (tzv. hřebíky) či tyčové nebo pramencové kotvy. Protože se jedná o lokální prvky musí se dle typu materiálu zářezu doplnit patřičnými plošnými prvky (KARI síť se stříkaným betonem, železobetonové prahy atd.).

ODTĚŽENÝ MATERIÁL ODTĚŽENÝ MATERIÁL

ROSTLÝ MATERIÁL

ROSTLÝ MATERIÁL

zářez

odřez

Grafické znázornění rozdílu mezi zářezem a odřezem Sypaná přehradní hráz – svým výsledným tvarem se podobá násypu. Ve skutečnosti se jedná o mnohem komplikovanější konstrukci, protože její hlavní náplní je zadržet vodní masu. Tomu odpovídá i její konstrukce (těsnící jádro, stabilizační část atd.) - 〈obrázek 2.6〉.

- 10 (175) -


Přehradní sypaná hráz

Skládka – jedná se o typ konstrukce, která slouží k ukládání odpadu (komunálního, toxického atd.). Skládka ve své podstatě je ve většině případů tvořena zaizolovaným zářezem, do kterého se umísťuje odpad. V případě, že je překročena kapacita skládky, je možné zbudovat obvodové hrázky (charakter násypu) - 〈obrázek 2.7〉.

PROSTOR SKLÁDKY

NASYPANÁ ZEMINA

ROSTLÁ ZEMINA

Skládka

Odkaliště – je prostor, kde se provádí odkalování (usazováním) kalů vzniklých při úpravě uranové rudy a dalších rud či elektrárenských vedlejších produktů (popílku, popele, strusky atd.). Výsypka – prostor, kam se ukládají nadložní popř. podložní zeminy. Rozeznává se vnější (mimo prostor lomu) a vnitřní (ve vyrubaných prostorách dobývaného lomu). Podle způsobu ukládání zemin rozeznáváme – buldozerovou, rypadlovou, plavenou a zakládačovou. Úložiště – jedná se o typ konstrukce, která slouží k ukládání odpadu (toxického, radioaktivního apod.). Ve většině případů mluvíme o hlubinném úložišti. Kontrolní otázky Vyjmenujte zemní konstrukce dopravních staveb Vyjmenujte zemní konstrukce vodohospodářských staveb Vyjmenujte zemní konstrukce ekologických staveb Jak rozdělujeme zářez? Co to je vyztužený zářez? Jak se liší zářez od odřezu? Je povoleno přetěžení paty zářezu? Jak se liší zářez od odřezu?

- 11 (175) -


3

Geotechnický průzkum

Cílem této kapitoly není podrobný popis GP, ale nastínění (připomenutí) čtenářům, na co je potřebné se soustředit při zpracovávání podkladů pro GP resp. co je úkolem GP. Podrobnější informace pak může čtenář získat např. v následujících publikacích (Záruba, Mencl, 1974; Horák, Pospíšil&Paseka, 2004). Geotechnický průzkum (GP) je proces nutný pro zajištění podkladů pro uspokojivý návrh a realizaci zemní konstrukce. Na základě geotechnického průzkumu je možné definovat vlastnosti zemin na lokalitě a to jak pro jejich použití přímo v podloží nebo ve formě vytěžené zeminy, která se použije v nově budované zemní konstrukci. Základním úkolem geotechnického průzkumu je objasnit a zhodnotit inženýrsko-geologické a hydrogeologické poměry na řešeném území, popřípadě vytipovat potenciální lokality, ze kterých je možné použít zeminu či horninu pro zemní konstrukce, které se budou stavět v její blízkosti. GP je nutné směřovat již od jeho počátku tak, aby co nejvhodněji popsal danou lokalitu a označil problematická místa, která by měla být podrobena důkladnějšímu prozkoumání v dalších fázích průzkumu. Z tohoto důvodu členíme geotechnický průzkum dle míry podrobnosti do následujících etap: o

orientační průzkum

o

předběžný průzkum

o

podrobný průzkum

o

doplňkový průzkum

o

geotechnické sledování stavby

Orientační průzkum je určen ke stanovení základních dat o inženýrskogeologických (IG) poměrech lokality pro územně plánovací dokumentaci a zhodnocení její vhodnosti pro předpokládaný technický záměr. Provádí se v rámci zpracování studie a jeho výsledky slouží pro rozhodnutí o umístnění objektu a vytipování problematických míst vyžadujících detailnější zkoumání. Výsledky orientačního průzkumu vychází z rešerše archivních a prezentovaných údajů či z využití výsledků základního geologického průzkumu a dřívějších průzkumných prací, které lze získat na Geofondu České republiky. Z hlediska průzkumných prácí se využívá zvláště nepřímých metod – geofyzikální prospekce či letecké snímkování. Předběžný průzkum je zaměřen na objasnění IG, hydrogeologických (HG) poměrů a technické realizovatelnosti stavebního záměru. Výsledky jsou podkladem pro zpracování dokumentace pro územní rozhodnutí. Naplní této fáze průzkumných prací je doplnění informací z orientačního průzkumu z nově dostupných podkladů, popis IG poměrů dle přirozených či umělých odkryvů a geodynamických jevů. Dále sem patří odkryvné práce, odběry vzorků zeminy a podzemní vody. Odběr vzorků by měl odpovídat rozsahu posuzované lokality tak, aby reprezentovaly horninové prostředí, které bude dotčeno nově budovaným objektem. Předmětem podrobného průzkumu je stanovit co nejkompletnější data o IG a HG poměrech, které jsou podkladem pro posouzení jednotlivých objektů.

- 12 (175) -

Geotechnické průzkum č. 3

V této fázi jsou prováděny odkryvné práce se systematickým odběrem vzorků hornin a vody pro laboratorní zkoušky. Výsledkem je souhrnný obraz o IG a HG poměrech zájmového území spolu s geomechanickými vlastnostmi vyskytujících se hornin. Doplňkový průzkum, jak již vyplývá z názvu, doplňuje výsledky podrobného průzkumu a dále řeší dílčí problémy, který vyplynou po dokončení podrobného průzkumu nebo nastanou během provádění stavby. Jedná se o doplnění údajů, které se týkají změny v projektu (změna způsobu provedení apod.) anebo neočekávané změny IG poměrů během výstavby, popř. doplnění informací pro technologii zemních a skalních prací či speciálních metod zakládání. Je především součástí náročnějších konstrukcí či problematičtějších míst. Geotechnické sledování stavby se týká skutečnosti, že ani nejpodrobnější průzkum nezajistí dokonalý popis zkoumané lokality, protože průzkumné práce nemohou zcela postihnout nehomogenitu geologického prostředí. V rámci této fáze se porovnávají dosavadní výsledky s realitou na lokalitě a případné odlišnosti se řeší pomocí doplňkového průzkumu. Dá se říci, že tato činnost spadá pod tzv. geotechnický dozor. Mezi další náplně geotechnického sledování stavby je pozorování chování navržené konstrukce – geotechnický monitoring.

3.1

Dopravní stavby

Dopravní stavby svým charakterem patří převážně mezi liniové stavby. To má za následek, že dílo prochází různorodými IG a HG poměry. Dalším specifikem dopravních staveb je, že horninové prostředí je součástí konstrukce (násyp, zářez), a proto má zde velmi mimořádný význam geotechnika. Aby bylo možné realizovat spolehlivou konstrukci, je nutné si především všímat následujících údajů: o

Stabilita území resp. stabilita zemního tělesa

o

Únosnost pláně případně její změny

o

Vhodnost výkopku pro sypaninu popř. vyhledat vhodné zemníky

Dále se nesmí opominout u násypu únosnost podloží a v případě nevyhovující únosnosti navržení sanačních opatření (viz. Kapitola 5). Z hlediska použitelnosti zemin/hornin se posuzuje vhodnost do pokladu vozovky, aktivní zóny podloží, sanačních vrstev a do násypu jako sypanina. Z hlediska jednotlivých etap průzkumných prací pro dopravní stavby jsou základní požadavky shrnuty v následujících bodech: Orientační průzkum: Účel: o

Pro zpracování studie

o

Pro rozhodnutí o vedení trasy

o

Vytipování problematických míst

Geotechnické zkoušky a měření: o

Geofyzikální

- 13 (175) -


Předběžný průzkum: Účel: o

Pro dokumentaci o územním rozhodnutí (DÚR)

o

Posouzení trasy z hlediska IG, HG poměrů a realizovatelnosti a to:

Zhodnocení použitelnosti hornin z trasy – sypanina, materiál do vozovky apod.

Rozpojitelnost hornin (3 třídy), vrtatelnost

Režim podzemní vody


Terénní zkoušky a měření - dynamická či statická penetrace, presiometrická měření apod.

o

Laboratorní zkoušky – určují se popisné vlastnosti

o

Geofyzikální průzkumné práce – orientační

o

Hydrogeologická měření - pozorovací vrty (sezónní záměry)

Posudky: o

Orientační výpočet stability svahů zářezu (metoda mezní rovnováhy)

Podrobný průzkum: Účel: o

Pro dokumentaci pro stavební povolení (DSP)

o

Získání co nejúplnějších informací o IG, HG poměrech a to:

o

Objasnění základových poměrů (geomechanické vlastnosti).

Doplnění informací o:

Technologických vlastnostech hornin

Podzemní vodě – režim, chemismus


Terénní zkoušky a měření – vrtné práce,

o

Laboratorní zkoušky – určují se geomechanické vlastnosti

o

Geofyzikální průzkumné práce – orientační

o

Hydrogeologická měření - pozorovací vrty (min. 1 hydrologický rok) popř. hloubka hladiny podzemní vody

Posudky: o

Orientační výpočet sedání a u náročnějších úseků posouzení stability pomocí sofistikovanějších metod (metoda konečných prvků)

Doplňkový průzkum: Účel:

- 14 (175) -


o

Pro dokumentaci pro zadání stavby (DZS) resp. realizace stavby (RDS)

o

Doplnění informací o IG, HG poměrech

Geotechnické zkoušky a měření viz. Podrobný průzkum

o

Posudky: Posouzení problematičtějších míst pomocí sofistikovanějších metod (metoda konečných prvků)

o

Geotechnické sledování stavby: Účel: o

Provádí se u hlubokých zářezů, vysokých násypů či míst se sanačními opatřeními a zakládání mostních objektů

o

Porovnávají se dokumentované informace se skutečností

o

Geotechnický dozor – pořizování informací o provedené stavbě apod.

o

Geotechnický monitoring:

Co sledujeme – časový průběh sedání, disipace pórových tlaků, přetváření konstrukcí

Čím sledujeme – geodetická měření, mechanická měřidla či elektronická zařízení

Podrobnější informace o geotechnickém průzkumu dopravních staveb lze získat v Technických podmínkách (TP 76, 2001) nebo předpisu ČD S4 „Železniční spodek“.

3.2

Vodohospodářské stavby

Z vodohospodářských staveb jsou nejvýznamnější přehrady. Z hlediska zemních konstrukcí jsou to pak sypané hráze. Nelze však opominout i další typy konstrukcí, jako jsou protipovodňové hráze, kanály apod. Jedná se o velmi rozsáhlá díla, která jsou náročná na kvalitu podloží, ale i materiál pro hráz. Proto je nutné velmi podrobně prozkoumat předmětnou lokalitu a tak vytvořit podklady pro zajištění spolehlivosti konstrukce, poněvadž destrukce této konstrukce by měla nejen nedozírné následky ekonomické, ale ve většině případů by byly ohroženy lidské životy. Při vyšetřování IG a HG poměrů je nutné se soustředit na podmínky v místě přehrady (tzv. přehradní místo) a zátopové oblasti (tzv. přehradní nádrž).

3.2.1

Přehradní místo

Metody průzkumu: U odkryvných prací se používá především jádrového vrtání, kde je požadovaný vysoký výnos jádra, ve vrtech se provádí měření a zkoušky. Velké uplatnění mají průzkumné štoly a šachty, ve kterých se provádějí přímá pozorování. HG - 15 (175) -


průzkum je charakterizován řežimním pozorováním, čerpacími zkouškami, vodními tlakovými zkouškami atd. Posouzení IG poměrů: Při posuzování IG poměrů se zaměřujeme na následující podmínky: o

nepropustnost horninového prostředí

o

boční zavázání hráze

o

stabilita

o

únosnost

o

stlačitelnost

o

vhodná sypanina

První podmínka závisí na genezi horninového prostředí (uložení, plochy nespojitosti). Např. v pleistocénu docházelo k překládání koryta, a tím docházelo k ukládání štěrkopísků, které zde vytvořily terasy a ty byly následně překryty mladšími pokryvnými útvary, čímž může být narušena propustnost horninového prostředí. Obdobou jsou krasová území. Nemusí to být však jenom přirozený vývoj, ale i vliv lidské činnosti (stará báňská díla či ložiska surovin). Tyto faktory však mají vliv také na stabilitu. Stabilita se posuzuje nejen u vlastní hráze, ale i údolních boků, kde dochází k zavázání hráze. Stabilita boků je nejnepříznivější během výstavby, po vybudování hráze je samotná hráz stabilizuje. Z hlediska předposledních dvou bodů se u sypaných hrází klade větší důraz na betonové konstrukce, které by měly spočívat na zdravých, nepropustných horninách. Vlastní těleso hráze se ukládá na očištěnou základovou spáru, která se zhutní zpravidla stejným způsobem jako u vrstev vlastní hráze.

3.2.2

Přehradní nádrž

Metody průzkumu: Hlavní důraz je kladen chování budoucích břehů. Za tímto účelem se provádí mapování. Odkryvné práce se uskutečňují hlavně mělké – vpichy, mělké šachtice, rýhy a rotační vrtání a situují se do míst, kde lze očekávat deformace nebo nestabilitu břehů. Posouzení IG poměrů: Při posuzování IG poměrů se zaměřujeme na následující podmínky u břehů: o

Nepropustnost

o

Stabilita

o

Modifikace

a dále na: o

zanášení nádrže

o

změna hydrologie v okolí

o

zatopení ložisek

Při zanedbání zajištění nepropustnosti dojde k únikům vody z nádrže do okolí. Proto je nutné zjistit, zda se zde nachází propustné pokryvné útvary či polohy - 16 (175) -


předkvartetního podkladu anebo pískovce, zkrasovatělé vápence, uhelné sloje apod. Velmi důležitá je stabilitní otázka, poněvadž napuštěním nádrže dochází významně ke změně počátečních podmínek v horninovém prostředí. Dochází také ke kolísání hladiny vody v nádrži a vlnobití (podemílání břehů). Nelze ani opominout modifikaci terénu – abraze. Vlivem abraze dochází k přetváření břehů a změně geometrie nádrže, což má vliv na přilehlé okolí.

3.3

Ekologické stavby

V neposlední řadě nelze vynechat oblast týkající se skladování odpadů a to od neškodných po velmi nebezpečné. Snahou člověka je tyto látky okamžitě odstranit, ale ne vždy je to možné, a proto je člověk přinucen jej buď dočasně nebo trvale skladovat. Skladování odpadního materiálu se ve většině případů se děje formou řízené skládky. Řízené skládka je ve své podstatě zemní konstrukce, protože pro skladování se využívají terénní deprese či využívají opuštěné těžební jámy, lomy nebo doly. V současné době se dává přednost tzv. převýšeným skládkám na nepropustném a stabilním podloží. Cílem geotechnického průzkumu je posoudit nepropustnost podloží a přilehlého okolí, hydrogeologických poměrů, stabilitu území či deponie a v neposlední řadě otázku rekultivace skládky. Prvotním bodem průzkumu lokality jsou hydrogeologické poměry, které mají být před zhotovením skládky, a vypracování monitoringu případných úniků kontaminantů do podloží. S tím samozřejmě souvisí ověření vhodnosti podloží a okolí z hlediska nepropustnosti. Dále je se nutné zaměřit na vyhledání málo únosných oblastí a návrh případných sanačních opatření. Rovněž se nesmí opominout nalezení vhodných zemin (zemník) pro zakrytí skládky po ukončení její funkce. Pro ověření těchto podmínek se provádějí odkryvné práce, terénní zkoušky a další technické práce, jak již bylo uvedeno v předchozích kapitolách.

3.4

Shrnutí

Kapitola 3 shrnuje základní poznatky a zdůrazňuje činnosti, které není možné opominout při provádění geotechnikého průzkumu pro jednotlivé typy zemních konstrukcí. Čtenář si tak získá základní přehled, co by mělo být náplní jednotlivých etap geotechnického průzkumu.

Kontrolní otázky Vyjmenujte etapy průzkumu Definujte orientační průzkum Definujte předběžný průzkum Definujte podrobný průzkum Definujte doplňkový průzkum

- 17 (175) -


Definujte inženýrsko geologické sledování stavby Vyjmenujte činnosti spadající do inženýrsko geologického sledování stavby Co je nejdůležitějším úkolem inženýrskogeologického průzkumu pro zemní práce? Co je vyžadováno od průzkumu pro dopravní stavby/ Je vhodné vést komunikaci v zářezu v málo pevných horninách? Nakreslete jak by měly být v údolích ukloněny plochy diskontinuit vůči svahu Co je prvním, hlavním kritériem při výběru trasy? Je vhodné provést zářez v patě svahu postiženém sesuvem? Je vhodné provést zářez v horní části svahu postiženém sesuvem? Je vhodné provést násyp v patě svahu postiženém sesuvem? Je vhodné provést násyp v horní části svahu postiženém sesuvem? Co patří mezi důležité informace o IG poměrech u skládek? Které lokality vyloučíme při výběru pro umístnění skládek? Jaké předpoklady by měla mít vhodná lokality pro provedení skládky? .

4

Materiál zemních konstrukcí

Nejdůležitějším prvkem zemní konstrukce je tedy geomateriál – hornina / zemina. Abychom však mohli správně navrhnout zemní konstrukci, musíme znát její chování. Abychom mohli popsat chování zeminy musí znát její vlastnosti. Z mechaniky zemin / skalních hornin máme již v podvědomí, že se jedná o mechanické vlastnosti (pevnost, stlačitelnost, propustnost apod.) a technologic-

- 18 (175) -

Materiál zemních konstrukcí č. 4

ké vlastnosti (obrusnost, namrzavost apod.). Jedná se o velmi důležité informace pro popis chování zemní konstrukce. Nesmíme však opominout, že kromě těchto vlastností hrají významnou roli v této oblasti i další vlastnosti – popisné a fyzikální vlastnosti, které mnohou být již přímo ukazateli parametrů mechanických vlastností. Dokladem toho je stále větší snaha najít korelační závislosti mezi popisně-fyzikálními a mechanickými vlastnosti. Názorným příkladem je například stanovení parametru konstitučního modelu Cam-Clay „λ“ (4.1) pomocí indexových zkoušek:

λ=

( wL − wP )γ S ≈ 0.63 ∗ I P ln 70

(4.1)

Z této skutečnosti nám zároveň vyplývá, že nemusíme provádět náročnější oedometrické zkoušky, ale „pouze“ provedení relativně jednodušších laboratorních zkoušek. Rovněž si musíme uvědomit, že pro správný popis chování zeminy je nejdříve nutné pochopit fyzikální podstatu a následně se zabývat mechanickým chováním. Předmětem těchto skript však není podrobný popis této oblasti, která je součástí mechaniky zemin a skalních hornin a lze ji nalézt v řadě odborných publikací, které se dané problematice věnují podrobněji. Proto se při studiu toho předmětu, předpokládá u posluchačů znalost mechaniky zemin případně skalních hornin. Mezi materiály zemní konstrukce nepatří jen zemina / hornina. V současné době, kdy existuje celá řada výrobních technologií, které kromě finálního výrobku produkují sekundární produkty, je snahou tyto sekundární produkty využít. Jedná o tzv. druhotné suroviny mezi které patří popílek/popel, hlušinová sypanina, recyklovatelné materiály a vysokopecní struska. Kromě těchto materiálů však vznikají i geomateriály, pomocí kterých řešíme specifický problém zemní konstrukce. Ve většině případů se již nemusí jednat o materiál jehož základem je zemina/hornina. Názorným příkladem je snaha eliminovat sedání vysokých násypů na velmi málo únosném podloží. Jednou z možností je použít lehčí materiál než je vlastní zemina či hornina. Nejznámějšími lehkými materiály je tzv. keramzit (LIAPOR) anebo extrudovaný/expandovaný polystyrén (EPS). Jiným příkladem je stabilitní otázka, kdy pro její zvýšení se používá tzv. geosyntetik. Z hlediska terminologie pro geomateriály zemních konstrukcí rozlišujeme následující názvosloví, definice: Definice Zlepšená zemina – vlastnosti zeminy pro použití v zemní konstrukci jsou nedostačující, proto je musíme upravit. Dle ČSN 73 6133 se jedná o tzv. nevhodné či málo vhodné zeminy. Kamenitá sypanina – jedná se o materiál vytvořený z měkkých resp. tvrdých skalních hornin. Druhotné suroviny – materiál vzniklý jako sekundární produkt při výrobě či těžbě primárního produktu. Dle ČSN 73 6133 sem patří popílek/popel, hlušinová sypanina, recyklát a vysokopecní struska. Lehké materiály – materiál, který výrazně nižší objemovou hmotnost než zemina/hornina. Do této skupiny patří např. keramzit, polystyren apod. - 19 (175) -


Ostatní materiály – materiály požívající se pro zlepšení vlastností zeminy/horniny. Můžeme sem zařadit geosyntetika, kovové výztužné prvky (pásky, hřebíky, síťoviny atd.)

4.1

Zemina nezlepšená/zlepšená

Zeminy jsou nezpevněné nebo slabě zpevněné horniny, které se vyskytují v povrchových pokryvných útvarech zemské kůry a které vznikly degradací mateční horniny a buď zůstaly na místě nebo byly přemístěny. Způsob jejich přemístění má samozřejmě vliv na jejich vlastnosti a rozdělení dle jejich geneze je následující: Eluviální – nedošlo k jejich transportu a přecházejí plynule do podložní horniny, ze které vznikly. Jejich vlastnosti jsou značně proměnlivé - například dlouhodobá pevnost jílových a hlinitých eluvií bývá nižší než okamžitá, což může způsobit sesuvy svahů zářezů teprve za určitou dobu po výstavbě. Deluviální – jedná o svahové sedimenty, které vznikly gravitačním pohybem na svazích. Vlastnostmi, především heterogenitou, se blíží eluviu. Aluviální – zeminy vzniklé naplavením v inundační oblasti. Patří sem hlinité a písčité sedimenty pleistocénního a holocenního stáří. Vlastnosti jsou odvislé od matečné horniny, rychlosti vody v okamžiku sedimentace, délky transportu atd. Jsou charakteristické anizotropními vlastnostmi. Eolické – na jejich transportu a uložení se podílí vítr. Mezi nejznámější zeminu patří spraš, která je výsledkem delšího transportu vytříděného prachu. Glaciální – ledovcové sedimenty pleistocénního stáří (chladné období). Jde o heterogenní směs vytvořenou transportem různých zemin při pohybu ledovce. Organogenní – jde o zeminy bohaté na organické zbytky nebo pozůstávající z organických zbytků živočišného nebo rostlinného původu.

Z hlediska klasifikace zemin se zaměřením pro dopravní stavby se v České republice vychází z normy ČSN 72 1002 (1993) – Klasifikace zemin pro dopravní stavby. Zatřídění zemin je obdobné jako v normě ČSN 73 1001 – Základová půda pod plošnými základy, ale s tím rozdílem, že třídy F3 a F4 jsou dále rozděleny dle obsahu jemných částic a meze tekutosti na dvě podtřídy (viz. Tabulka 4.1). Tabulka 4.1: Rozdělení tříd F3 a F4 dle ČSN 72 1002 Třída F3 F4

Symbol

Název

Obsah f (%)

Mez tekutosti

MS1

Hlína písčitá I

30 – 50

≤ 60

MS2

Hlína písčitá II

50 - 65

> 60

CS1

Jíl písčitý I

35 – 50

≤ 60

- 20 (175) -


CS2

Jíl písčitý II

50 - 65

> 60

Dalším důležitým faktorem normy ČSN 72 1002 jsou kritéria, která podmiňují použití zemního materiálu v zemní konstrukci pro dopravní stavby. Dle této normy se zeminy zařazují podle dvou hledisek, a to: o

Vhodnosti

o

Zhutnitelnosti

Zařazení dle vhodnosti nám vypovídá, zda je možné použít zeminu v podloží či násypu bez zlepšení anebo se zlepšením popřípadě provést jiná technologická opatření (střídání vrstev, úprava svahu apod.). Dle tohoto kritéria jsou zeminy rozděleny do 4 skupin při upotřebení v násypu. Terminologicky pak hovoříme o málo vhodné, nevhodné, vhodné a velmi vhodné zemině. Z hlediska podloží tato norma rozděluje zeminy do deseti skupin a značí se římskými číslicemi od I. do X. Podrobný popis jednotlivých skupin a jejich zařazení viz norma ČSN 72 1002/1993. Tato specifikace zemin vznikla na základě kritérii, která jsou uvedena v následujících bodech: o

Granulometrické složení

o

Fyzikální vlastnosti

o

Pevnost

o

Zhutnitelnost

o

Stupeň namrzavosti

Obecně však může říct, že za nevhodnou zeminu pro použití v násypu se považuje ta, u níž je maximální objemová hmotnost „ρd,max“ určená při zkoušce Prostor standard (dále jen PS) menší než 1500 kg.m-3. Tento požadavek však nemusí být splněn vždy, poněvadž do zemního tělesa se velmi často používají materiály pro jeho vylehčení a zde požadujeme nízkou objemovou hmotnost, která je menší než podmínka rozlišení vhodné či nevhodné zeminy. O nevhodné zemině rovněž hovoříme v případě, že mez tekutosti „wL“ je větší než 60% anebo index konzistence IC < 0.5. U podloží se pak jedná o zeminy, které spadají do skupiny VII. a vyšší. Nejsou to však jediné požadavky či restrikce, které nám pojednávají o vhodnosti zeminy. V podmínkách in.situ se můžeme setkat se zeminami s větším obsahem vodou rozpustných solí (> 10%) nebo s objemově nestabilními zeminami / horninami, které při běžných klimatických podmínkách mění svůj objem (bobtnání a smršťování). Jedná se o zeminy, u kterých je laboratorně zjištěno, že objemové změny při běžných klimatických podmínkách jsou větší než 3%. Vzhledem ke geologické rozmanitosti České republiky se můžeme dále setkat se zeminami organického původu (rašelina, humus atd.). U těchto zemin si musíme hlídat obsah organických látek, který nesmí překročit 5%. V neposlední řadě existuje také podmínka ekologické či zdravotní nezávadnosti používaných materiálů, přičemž závadné materiály musíme vyloučit z použití v zemní konstrukci. Posouzení zdravotní nezávadnosti se řídí zákonem č.125/1997 Sb. Druhé hledisko, zhutnitelnost, se týká zpracovatelnosti zeminy do zemní konstrukce (násyp, zásyp apod.), popř. dohutnění rostlé zeminy. Zhutnitelnost ze-

- 21 (175) -


miny závisí na jejím granulometrickém složení, tvaru a pevnosti zrn a na podílu jemných částic a jejich vlastnostech, především vlhkosti. Pro zařazení zeminy podle zhutnitelnosti se rozhodujeme pomocí dvou parametrů – D400 a E95, kde D400 vyjadřuje míru zhutnění, která je dosažitelná při racionálním množství energie (E = 400 N.m.kg-1 – laboratorní podmínky; energie nutná k zhutnění zeminy odpovídající účinnosti aplikovaného válce 4 – 6 pojezdy) a E95 energie potřebná ke zhutnění zeminy na požadovanou míru zhutnění dle ČSN 72 1006. Na základě těchto dvou parametrů se klasifikuje zhutnitelnost zeminy do čtyř skupin. Do první skupiny jsou zatříděny ty zeminy u nichž je hodnota E95 < 200 a D400 > 1. Opakem je čtvrtá skupina. Zemina zatříděná do této skupiny je z hlediska zhutnitelnosti nevyhovující, což znamená, že míru zhutnění 95% PS lze dosáhnout za extrémně vysoké energie zhutnění anebo vůbec. Zatřídění se řídí normou ČSN 72 1002/1993, tabulkou 2 na straně 8 této normy. O nezlepšené zemině mluvíme tedy v případě, že není nutno provádět dodatečná opatření tzn., že využijeme jejích přirozených vlastností tak, abychom ji mohli použít v zemní konstrukci. Musíme-li však provést úpravu vlastností, hovoříme o zlepšené zemině. Ke zlepšení zeminy může dojít dvěmi hlavními způsoby. První způsob vychází z úpravy granulometrie původní zeminy, tj. k této zemině přimícháme jinou vhodnou zeminu. Provedeme-li tento způsob úpravy, hovoříme o mechanickém zlepšení. Názorným příkladem mechanické stabilizace je nasypávání hrubozrnného nebo velmi hrubého materiálu na málo únosné podloží čímž dochází k jeho propenetrování do nevhodného materiálu a tím ke zlepšení podloží. V případě sypkých zemin (písky) se obdobně jako u betonových konstrukcí využívá rozptýlených vláken. Na rozdíl od betonu se používají textilní vlákna (délka vláken se pohybuje v rozmezí 10 mm až 100 mm). Ve své podstatě je to jednoduchý postup, ale vyžaduje mít k dispozici kvalitní zeminu a proto se v praxi dává přednost druhému způsobu a to zlepšení pomocí pojiv. I zde můžeme hovořit, že dochází ke granulometrické změně původního materiálu na bázi chemické reakce mezi materiály. Pro stabilizaci zemin pojivy se používá vápno (nehašené, vápenný hydrát, vápenné mléko), cement, hydraulická silniční pojiva apod. Rozhodnutí o použitém pojivu záleží na výsledcích laboratorních rozborů. Každý typ pojiva je nutné s upravovanou zeminou vyzkoušet. Např. ČSN 73 6133 uvádí, že při rozhodování, zda pro úpravu použít vápno či cement, je určující index plasticity IP zeminy. Je-li číslo plasticity IP ≥ 10 % je výhodnější použít příměs vápna, při čísle plasticity IP ≤ 6 % je doporučeno použít cement. Zeminy u nichž je číslo plasticity v intervalu IP ∈ (6;10)% není výrazný rozdíl mezi použitím vápna či cementu.

4.1.1

Zrnitost

O zrnitosti zemin můžeme najít celou řadu podrobnějších informací - např. Vaníček (2001), Powrie (2002) atd. V těchto skriptech budou uvedeny jen poznatky, které mají vztah k zemním konstrukcím. Zrnitostní skladba zeminy nám může již na začátku rozboru využitelnosti zeminy výrazně napovědět o předpokládaných vlastnostech. Rozsah velikosti částic tvořících zeminu je veliký, od balvanů až jílovitým částicím 〈obrázek 4.1〉.

- 22 (175) -


jíl

prach

písek

0.006 0.02 0.002 mm

0.2

0.06 mm

štěrk

0.6

6 2 mm

kameny

balvany

20 60 mm

200 mm

Velikost částic

Zastoupení jednotlivých částic v zemině vyjadřujeme pomocí křivky zrnitosti. Dle křivky zrnitosti můžeme usuzovat o stlačitelnosti, pevnosti, propustnosti apod. 〈obrázek 4.2〉 zkoumané zeminy.

A

B C D

Křivky zrnitosti zeminy Z obrázku 3.3 můžeme usuzovat u jednotlivých křivek zrnitosti o případném chování zeminy v zemní konstrukci. U křivky zrnitosti (3.4 A), která svým rozložením vytváří diagonálu v rastru, se dá předpokládat, že bude mít velmi malou stlačitelnost, velmi vysokou pevnost a malou propustnost. Tento předpoklad vychází z plynulého rozložení jednotlivých zrn, kdy póry mezi větší zrny jsou plynule a postupně vyplňovány zrny menšími. U křivky zrnitosti nad diagonální křivkou je stlačitelnost a pevnost odvislá od množství a povahy jílové frakce, propustnost bude velmi malá. Křivky pod diagonálou budou vykazovat malou stlačitelnost, vysokou pevnost a bude velmi vysokou propustnost. Bude-li mít křivka zrnitosti tvar jako křivka „D“ na obrázku 3.4, pak hovoříme o stejnozrnné zemině, která z hlediska zemní konstrukce není vhodná, protože se špatně zhutňuje a při dynamických účincích ztrácí stabilitu. Využití těchto zemin je pro zpětné filtry, případně drenáže. Z křivky zrnitosti můžeme usoudit dle „dmax“ o maximální zhutňovací tloušťce vrstvy /(1/3 – 1/5)dmax/ anebo u zemin s vysokým číslem nestejnozrnnosti (10-15) může dojít k oddělení hrubší frakce od jemnozrnnější, co se projeví nepříznivě ve filtrační stabilitě. Na základě křivky zrnitosti se dá usuzovat o její náchylnosti k namrzání (Schaibleho kriterium) anebo o vhodnosti či nevhodnosti pro těsnící nebo stabilizační část zemní hráze dle ČSN 73 6824.

- 23 (175) -


4.1.2

Hustota, objemová tíha

Pro návrh zemní konstrukce je potřeba definovat nejen tuhost a pevnost materiálu, ale i její objemovou tíhu. Objemová tíha je vyjádřena jako poměr tíhy k jednotkovému obejmu a hustota jako poměr hmotnosti ku jednotkovému objemu. Obecně je zapsán vztah mezi hustotou a objemovou tíhou rovnicí:

γ = 9.81 ∗ ρ

(4.2)

Obecně se lze rozlišit dvě základní hustoty resp. objemové tíhy. Vyjádřeno pro objemovou tíhu, tak je to poměr tíhy částic k objemu (objemová tíha suché zeminy „γd“) resp. poměr tíhy částic + vody k objemu (objemová tíha „γ“). Objemová tíha „γ“ při plném stupni nasycení „SR“ se nazývá objemová tíha nasycené zeminy - γsat. Typické hodnoty objemové tíhy jsou uvedeny v tabulce 4.2: Tabulka 4.2: Typické hodnoty objemové tíhy (Budhu, 2000)

4.1.3

Zemina

γd [kN.m-3]

γsat [kN.m-3]

Štěrk

15 - 17

20 – 22

Písek

13 - 16

18 – 20

Hlína

14 - 18

18 – 20

Jíl

14 - 21

16 - 22

Konzistenční meze a diagram plasticity

U jemnozrnných zemin v interakci s vodou dochází k jejich změnám od stavu tvrdého až do kašovitého. Proto byly stanoveny hranice (meze) při jakých vlhkostech se konzistence zeminy mění. Z mechaniky zemin je známá mez tekutosti (wL), mez plasticity (wP) a mez smrštitelnosti (ws), z kterých lze stanovit index plasticity (IP). Index plasticity je parametr, který nám např. v zemní konstrukci rozhoduje o použití vápna či cementu pro zlepšení stabilizací. Kromě těchto parametrů můžeme v zahraniční literatuře Budhu (2000), Powrie ( 2002) tzv. index tekutosti (IL), dle kterého se dá usuzovat o pevnosti zeminy. Index tekutosti je definován rovnicí (4.3) a jeho meze jsou dány v tabulce 4.3. IL =

w − wP IP

(3.3)

Tabulka 4.3: Popis pevnosti dle IL Hodnota IL IL < 0 0 < IL < 1

Popis pevnosti zeminy

Polotuhý stav – vysoká pevnost, lze očekávat křehký lom Plastický stav – střední pevnost, zemina se deformuje jako

- 24 (175) -


plastická hmota IL > 1

Tekutý stav – nízká pevnost, zemina se deformuje jako viskózní tekutina

Diagram plasticity 〈obr. 4.3〉 rovněž hraje poměrně významnou roli při předběžných úvahách o vlastnostech soudržných zemin. Pro jeho využití je však nutné stanovit konzistenční meze – wL a wP. V diagramu plasticity se většinou setkáme pouze s čarou „A“, která slouží ke klasifikaci zemin a je dán rovnicí: I P = 0.73( wL − 20)

(4.4)

Zeminy v oblasti nad čarou „A“ vykazují zvýšenou plasticitu a pod čarou „A“ jsou náchylné k rozbřídání. Dále se zde můžeme vynést čáru „U“, která tvoří hranici přirozených zemin a je dána rovnicí: I P = 0.9( wL − 8)

(4.5)

Čára „U“ tvoří hranici přirozených zemin. Jestliže je zjištěno, že vynášený bod v diagramu plasticity je nad čarou „U“, pak nejde o přirozenou zeminu a musí být přijata zvláštní opatření při jejím použití v zemní konstrukci. Kromě těchto dvou čar můžeme v diagramu plasticity definovat oblast bobtnavých zemin. PLASTICITA NÍZKÁ L

STŘEDNÍ I

VYSOKÁ H

JÍL

60

VEL. VYSOKÁ V

„U“ CE

CH

50

EXTRÉMNĚ VYSOKÁ E

„A“

CV

CI

40

É AV TN B O Y I B IN LM ZEM VE

CL

30

ME MV

20

MH

10

HLÍNA

MI 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110 120

Diagram plasticity Konzistenční meze jsou i předběžným vodíkem pro stanovení tuhosti resp. pevnosti zeminy pro potřeby projektu ve fázi předběžného návrhu či studie. Pomocí indexu tekutosti (rovnice 4.3) lze vyjádřit neodvodněnou pevnost „cu“ rovnicí (4.6) nebo v grafické formě 〈obr. 4.4〉 : cu = 150e −4.6 I L

- 25 (175) -

(3.6)


IL 1

wL

wP

0 1.5

150

log su

Závislost neodvodněné pevnosti na indexu tekutosti Schofield&Wroth (1968) Nebo jak již bylo uvedeno v úvodu této kapitoly, lze vyjádřit sklon linie kritického stavu „λ“ pomocí rovnice (3.1) nebo index stlačitelnosti „Cc“ rovnicí: Cc = 1.38I P

4.1.4

(3.7)

Charakteristiky stavu zeminy

U zemin, kde se výrazně podílí na chování zeminy jemnozrnná frakce, je definován u nás známý index konzistence „IC“ (rovnice 4.8), ve Velké Británii je to index tekutosti „IL“ (rovnice 4.3), u sypkých zemin je vyjádřen její stav indexem relativní ulehlosti „ID“ (rovnice 4.9). Rozmezí jednotlivých stavů zemin jsou uvedeny v literatuře - např. Vaníček (2001).

4.1.5

Ic =

wL − w IP

(3.8)

ID =

emax − e emax − emin

(3.9)

Struktura zemin

Mechanické chování zeminy je významně ovlivněno její strukturou. Z inženýrského pohledu je nutné se velmi obezřetně zabývat strukturou, která vlivem vnějších sil, vody a chemických účinků může měnit svoje uspořádání. Jedná se o tzv. metastabilní struktury, které jsou charakteristické pro prosedavé zeminy (náhlé sednutí zatížené zeminy po jejím provlhčení) anebo senzitivní mořské jíly (sedimentovaly v moři a během horotvorných procesů byly vystaveny účinkům dešťové sladké vody, která vyluhovala Na+ ionty). Prosedavost zeminy se určuje ze zkoušek stlačitelnosti zeminy. Stanovuje součinitel poměrné prosedavosti „im“ (∆ε = im > 0.01 ⇒ prosedavá zemina), který

- 26 (175) -


lze zjistit pomocí dvou postupů - metodou jedné křivky nebo metodou dvou křivek. V případě, že nejsou k dispozici tato měření a potřebujeme stanovit prosedavost, je možné ji určit pomocí grafu podle Holtz-Hilfa 〈obrázek 4.5〉 v závislosti na mezi tekutosti „wL“ a objemové tíze vysušené zeminy „γd“. Zde je opět patrný význam indexových zkoušek.

Stanovení prosedavosti zeminy (Holtz-Hilf, 1966)

4.1.6

Tuhost – deformační charakteristiky

Vlivem změny napětí (zvyšování, snižování) dochází k přetvoření elementu zeminy. A právě tuhost vyjadřuje závislost mezi změnou napětí a přetvoření. Charakteristikami tuhosti je modul pružnosti „E“ anebo smykový modul „G“ a objemový modul „K“. Tyto parametry se stanoví pomocí triaxiální nebo smykové krabicové zkoušky. Modul „E“ je gradient závislosti napětí a přetvoření. Modul „E“ se vyjadřuje buď jako tečnový „Etan“ anebo sečnový „Esec“. Definice těchto modulů je patrná z obrázku 4.6 a jsou vyjádřeny rovnicemi 4.10a a 4.10b.

- 27 (175) -


σ

Etan 1

∆σ

Esec 1

ε

∆ε Definice modulů - Etan a Esec

Etan =

dσ dε

(4.10a)

Esec =

∆σ ∆ε

(4.10b)

Objemový modul „K“ (rovnice 4.11) se v naší literatuře málokdy uvádí. Je to však důležitá charakteristika, která popisuje, co se děje v zemině při objemových změnách 〈obrázek 4.7〉. K=

dp dε v

(4.11)

kde „p“ je střední napětí: p=

σx +σ y +σz 3

(4.12)

a „εv“ je objemové přetvoření.

- 28 (175) -


σ

isotropní

dσ dε v

εv Definice objemového modulu - K Při namáhání dochází nejen k objemové změně, ale i ke změnu tvaru. V tomto případě mluvíme o smykovém modulu „G“. Smykový modul souvisí s smykovým přetvořením při působní smykového napětí. G=

dτ dγ

(4.13)

Dále je si nutné uvědomit, že zemina je více fázový systém, a proto i deformační charakteristiky jsou odvislé, zda se jedná o odvodněné či neodvodněné podmínky. Proto i zde se rozlišuje efektivní a totální charakteristiky tuhosti, přičemž si je nutné uvědomit, že smyková pevnost je dána pouze částicemi a tudíž smykový modul není závislý na zatěžování při odvodněných či neodvodněných podmínkách. Odvodněné podmínky:

E ′ = 2G (1 + ν ′) = 3K ′(1 − 2ν ′)

(4.14)

Neodvodněné podmínky:

Eu =

1.5E ′ (1 + ν ′)

Ku =

Eu 3(1 − 2ν u )

pro νu = 0.5

(4.15)

pro νu = 0.5 ⇒ Ku ≈ ∞ (4.16)

G = Gu

(4.17)

V neposlední řadě nelze opominout ani Poissonovo číslo „ν“. Je to poměr příčného ku podélnému přetvoření a při výpočtech jej uvažujeme konstantní, i když tomu ve skutečnosti tak nemusí být. I zde je nutno rozlišit odvodněné a neodvodněné podmínky, pro které je definováno Poissonovo číslo. Pro odvodněné podmínky se získá jeho velikost úpravou rovnice (4.14) na výsledný tvar:

ν′ =

3K ′ − 2G 2G + 6 K ′

- 29 (175) -

(4.18)


Typické hodnoty modulu E/, G a v/ jsou uvedeny v tabulce 4.4. Tabulka 4.4: Typické hodnoty E/, G a v/ (Budhu, 2000) Zemina

Popis

E/ [MPa] *

G [MPa]

ν/

Jíl

Měkký

1 - 15

0.4 – 5

0.35 – 0.4

Tuhý

15 – 30

5 – 11

0.3 – 0.35

Pevný

30 – 100

11 – 38

0.2 – 0.3

Kyprý

10 – 20

4–8

0.15 – 0.25

Středně ul.

20 – 40

8 – 16

0.25 – 0.3

ulehlý

40 - 80

16 - 32

0.25 – 0.35

Písek

* … Jedná se o sečnový modul při vrcholovém deviatorovém napětí pro ulehlou či pevnou zeminu, a maximální deviatorické napětí pro ostatní.

Stlačitelnost zeminy je ovlivněna její zatěžovací historií. Z mechaniky zemin je známo, že byla-li zemina v minulosti vystavena většímu napětí pod kterým je v současné době, hovoříme o překonsolidované zemině. Toto maximální napětí nazýváme překonsolidační a značíme „σc“. Dalším důležitým parametrem, který se zadává do výpočtů, je tzv. překonsolidační poměr - OCR, který odpovídá podílu bývalého maximálního k současnému napětí ve vyšetřovaném místě. Ve svislých napětích jej můžeme vyjádřit rovnicí? OCR =

σ c′ σ or′

(3.19)

kde σ/or je současné napětí v zemině a σ/c maximální napětí, kterému byla zemina vystavena. Pro jeho stanovení potřebujeme znát „σc“. Touto problematikou se zabýval Casagrande, který navrhl postup pro stanovení „σc“ z edometrické zkoušky. Vynese-li se závislost čísla pórovitosti „e“ na napětí vyjádřeném v logaritmické míře, získáme křivku jako na 〈obrázku 4.8〉. Překonsolidační napětí se stanovuje v následujících krocích: V bodě „A“ závislosti e = f(log σ/) /místo s největší křivostí/ se vede tečna a rovnoběžka s osou σ/. Dále sestrojíme čáru, která půlí úhel vytyčený rovnoběžkou a tečnou. Hledaný bod, kterému odpovídá překonsolidační napětí, získáme v průsečíku čáry půlící úhel a přímky odpovídající fázi normální konsolidace (čára B).

- 30 (175) -


Stanovení překonsolidačního napětí dle Casagrandeho

4.1.7

Pevnost

Z hlediska napjatosti v zemním prostředí působí jak normálová, tak smyková napětí. Normálové napětí se zjednodušeno řečeno podílí na objemových změnách zeminy při jejím stlačování. Smykové napětí naopak způsobují kolaps zeminy a k porušení dojde, jakmile smykové napětí překročí pevnost zeminy ve smyku. Pevnost zeminy je odvislá od podmínek, za kterých je zemina namáhána. V mechanice zemin rozlišujeme tři základní definice pevnosti 〈obrázek 4.9〉: o

Vrcholová pevnost

o

Kritický stav pevnosti

o

Reziduální pevnost

- 31 (175) -


Vrcholová, kritická a reziduální pevnost ilustrovaná na pracovním diagramu smykové krabicové zkoušky Vrcholová pevnost je maximální velikost smykového napětí. Velikost odpovídajícího úhlu vnitřního tření je závislá na počátečním stavu, tj. na ulehlosti resp. míře překonsolidace materiálu. Čím je materiál ulehlejší resp. překonsolidovanější, tím získáme vyšší hodnotu úhlu vnitřního tření ve „vrcholovém“ stavu 〈obrázek 4.10〉.

τ

εz

γ expanze

γ komprese

Vliv počátečního stavu zeminy na vrcholovou pevnost Vrcholová pevnost zeminy je v naší literatuře definována dvěma parametry, a to úhlem vnitřního tření „ϕp“ a soudržností „cp“. Současný trend v mechanice zemin však ukazuje, že soudržnost ve smyslu adhezní fyzikální síly u zemin není reálným parametrem, pokud se samozřejmě nebavíme o tzv. cementaci. Dokladem této skutečnosti je fakt, že při malých napětích dochází k zakřivování obálky porušení 〈obrázek 4.11〉.

- 32 (175) -


Vliv dilatance na Mohr-Coulombovu obálku Z 〈obrázku 4.11〉 zároveň vyplývá, že vrcholový úhel vnitřního tření závisí na míře dilatance a pro vrcholovou hodnotu platí, že pomocí vztahu: / ϕ P/ = ϕ CS +ψ P

(3.20)

V rovnici (4.20) se vyskytuje úhel vnitřního tření, který nazýváme kritickým ϕCS. Tímto úhlem je charakterizována pevnost při kritickém stavu při přetváření zeminy. Jde o pevnost, kdy se zemina přetváří za konstantního smykového a normálního napětí a objemu. Pevnost dosažené při kritickém stavu na rozdíl od vrcholové pevnosti není závislá na počátečním stavu. Kritická smyková pevnost narůstá se zvyšujícím efektivním normálním napětím a se snižující se objemem. Poslední definicí smykové pevnosti je reziduální pevnost, která nastává při velmi velkém přetvoření. Ze všech pevností nabývá nejmenší hodnoty, popřípadě je rovna kritické pevnosti. Tato skutečnost je vlastní pískům na rozdíl od jílů, u kterých se reziduální pevnost dá uvažovat poloviční hodnotou kritické pevnosti. Reziduální pevnost má své opodstatnění uvažovat v případě, kdy došlo v zemní konstrukci k velkému posunu. U většiny konstrukcí proto tuto pevnost nelze uvažovat při výpočtu. Reziduální stav nastává při pohybech svahů, proto se při sanacích sesuvů vychází z reziduálních parametrů. Obdobně jako předchozích kapitolách jsou na závěr této části uvedeny typické hodnoty úhlů vnitřního tření odpovídající jednotlivým stavům (tabulka 4.5). V předchozí části kapitoly byly uvažovány odvodněné podmínky zatěžování. V praxi jsou však případy, kdy dochází k usmyknutí zeminy bez objemových změn. V tomto se již hovoří o neodvodněných podmínkách a z hlediska pevnosti se jedná o neodvodněnou pevnost - su, u nás značenou - cu. Tato pevnost má své opodstatnění v případech, kdy je nutno vyšetřit chování konstrukce za krátkodobých podmínek. V normě ČSN 73 6133 se hovoří, že u krátkodobé stability násypu na měkkém jílovité podloží a dočasných svahů zářezů se připouští řešení v totálních (neodvodněných) parametrech smykové pevnosti. Při řešení této úlohy se dá uvažovat s nárůstem neodvodněné pevnosti s hloubkou uložení zeminy 〈obrázek 4.12〉. Tabulka 4.5: Typické hodnoty úhlů vnitřního tření (Budhu, 2000)

- 33 (175) -


ϕ/ CS [ ° ]

ϕ/ P [ ° ]

Štěrk

30 - 35

35 - 50

Štěrk a písek smíchaný s jemnozrnnou zeminou

28 - 33

30 – 40

27 – 37 *

32 - 50

Hlína nebo písek hlinitý

24 - 32

27 - 35

Jíly

15 - 30

20 - 30

Zemina

Písek

ϕ/ r [ ° ]

5 - 15

* … Vyšší hodnoty (32 - 37°) platí pro písky s významným zastoupením živce (Bolton, 1986) a nižší hodnoty (27 - 32°) platí pro křemenné písky.

Su,0

su=su,0 + 0.22σ/z

z

Růst neodvodněné pevnosti s hloubkou (Mesri, 1975)

4.1.8

Propustnost

Součástí zeminy je kapalina (voda) či plyn, které se podílejí na celkovém chování zeminy. Vlivem gradientů jednotlivých polí (gravitační, hydraulické, atd.) dochází v zemině k pohybu částic, vody a vzduchu v pórech. V tomto případě se bude jednat o proudění vody při působení hydraulického gradientu. Proudění můžeme být buď laminární nebo turbulentní. Z měření je známo, že v soudržných zeminách se projevuje laminární proudění (malá rychlost proudění), ale u velmi propustných zemin již dochází k turbulentnímu proudění a vztah mezi rychlostí a působícím hydraulickým sklonem je: v = k ∗n i

(4.21)

kde koeficient „n“ je závislý na režimu proudění a při hodnotách 1 až 1.1 se jedná o laminární proudění, při vyšších již jde o turbulentní proudění. Je-li splněna podmínka laminárního proudění, pak mluvíme o Darcyho rovnici. Na jeho základě se stanoví součinitel propustnosti materiálu „k“ (m.s-1). Je to tedy rychlost vody při hydraulickém sklonu i = 1. Orientační hodnoty součinitele propustnosti jsou dány v tabulce 4.6. Tabulka 4.6: Orientační hodnoty součinitele propustnosti (Powrie, 2002)

- 34 (175) -


1

10-1

Čisté štěrky

10-2

10-3

10-4

Čisté písky a směs písku se štěrkem

10-5

10-6

Velmi jemné písky, prachovité zeminy, jíly-hlíny s laminární strukturou

10-7

10-8

10-9

Nepotrhané jíly a dobře promísené jíly-hlíny (>20%)

Jíly potrhané nebo vysušené s trhlinami

Hodnotu součinitele propustnosti můžeme stanovit pomocí laboratorních měření a nebo čerpacích zkoušek. Další možností je využití empirických vzorců, které vycházejí z křivky zrnitosti. Zde je však nutno upozornit, že nutné vědět pro jakou zeminu platí, protože se většinou nejedná o obecný vztah. V mnoha případech jsou vztahy uvedeny pro písky. Zároveň si však musíme uvědomit, že propustnost zeminy je závislá na geologickém vývoji zeminy a proto může být propustnost ve vertikálním směru odlišná od horizontálního. Znalost těchto dvou propustností se projeví např. u konsolidační otázky, kdy bez dodatečných prvků předpokládáme jednoosou konsolidaci ve vertikálním směru (vertikální součinitel propustnosti), při vložení dodatečných prvků (pískové drény apod.) je již předpokládáno s prouděním v horizontálním směru mezi dodatečnými prvky (horizontální součinitel propustnosti).

4.2

Kamenitá sypanina

Dalším typem geomateriálů, které mají své využití v zemní konstrukci je kamenitá sypanina. Kamenitou sypaninu můžeme např. použít pro výstavbu násypu, pro hloubkové zlepšení apod. Kamenitá sypanina vzniká rozrušením sklaní horniny a dle charakteru matečné horniny se dělí na sypaninu z tvrdých a měkkých skalních hornin. V tomto případě vzniká kamenitá sypanina těžbou v lomech. V případě, že máme kamenitou sypaninu získanou při ražbě důlních děl či při dobývání a úpravě rudných a nerudných surovin nebo uhlí, pak mluvíme o tzv. hlušinové sypanině, která však spadá pod kamenitou sypaninu. Mezi kamenitou sypaninu se řadí dále sypanina z recyklovatelných materiálů a z vysokopecní strusky. Poslední tři typy kamenité sypaniny můžeme navíc zatřídit pod společnou skupinu tzv. sypanin z druhotných surovin. Proto o jejich vlastnostech bude pojednáno v kapitole 4.3 Druhotné suroviny. Dle ČSN 73 6133/1998 považujeme materiál za sypaninu z tvrdých skalních hornin, jestliže a) v ní převládají částice vzniklé rozrušením zdravých hornin třídy R1, R2. a za b) obsah zrn menších než 2 mm je nejvýše do 25% a současně obsah prachovitých a jílovitých částic nepřekročí 5%. Splnění těchto podmínek je však nutné zjišťovat až po zhutnění, neboť hutnícími účinky může dojít k drcení zrn a tím změně křivky zrnitosti. Není-li splněna podmínka za a), pak již se jedná o sypaninu z měkkých skalních hornin. Sypanina z měkkých hornin může být tedy tvořena z navětralých a zvětralých hornin. I v tomto případě je však nutné dodržet podmínku maximálního množství částic menších než 0.06 mm, které nesmí přesáhnout 15%, jinak již se jedná o zeminu.

- 35 (175) -


Z hlediska přetvárných a pevnostních charakteristik je nutné provést velkorozměrové testy vzhledem k maximální velikosti zrna. Nemůžeme již tedy využít zařízení, která jsou dostupná v laboratořích mechaniky zemin. Obecně lze konstatovat, že vlastnosti jsou odvislé od stupně zvětrání mateční horniny. Orientační hodnota úhlu vnitřního tření pro rockfill středně ulehlý je ϕ/ = 40 - 45° a ulehlý ϕ/ = 45 - 60° (Vaníček, 1996).

4.3

Druhotné suroviny

V zemních konstrukcích nachází své uplatnění i druhotné suroviny. Jejich uplatnění je jednak dáno nedostatkem kvalitního přírodního materiálu a jednak jejich velkým množstvím, což nás nutí je někde ukládat. Například studie Regionální rozvojové agentury Ústeckého kraje uvádí, že v roce 2000 činilo celkové množství inertních minerálních odpadů pro recyklaci 1.832.630 tun bez vykopané zeminy, což činilo 178,4 kg/obyvatele. Studie navíc dále uvádí, že to nejsou přesné hodnoty díky nedokonalé evidenci a správně by se tato hodnota mohla pohybovat kolem 400 kg/obyvatele. Proto bylo hledáno uplatnění druhotných surovin v různých oblastech stavebnictví. A jednou, a to významnou oblastí se staly zemní konstrukce. Specifikace materiálů, které spadají pod druhotné suroviny, již byla částečně provedeno v předchozí kapitole. A aby byla tato skupina kompletní, doplňme do ní ještě stabilizovaný a nestabilizovaný popílek/popel. Jedná se tedy o materiály, které vznikají buď jako vedlejší produkt výrobního procesu příklady anebo demolicí stavebních konstrukcí (cihelný, betonový, asfaltový recyklát). Stabilizovaný popílek nebo popel vzniká smícháním popílku/popele s vodou a pojivem (cement, vápno) nebo mluvíme o tzv. stabilizátu skládajícího se z popílku, energosádrovce, vápna, vody a v některých případech je přimíchána i struska. Popílek nebo popel použitý ve stabilizátu v zemní konstrukci dopravních staveb musí být plavený anebo lze jej i použít jako druhotného produktu při spalování uhlí v klasických nebo fluidních topeništích. Podrobně informace pro použití popílků lze nalézt v normě ČSN 73 6133/1998 resp. v podnikových normách (např. PN EOP1010). Hlušinová sypanina obsahuje zrna frakce 0 – 200 mm (popř. až 500 mm u neupravené) a je tvořena různými horninami. Hlušinová sypanina se dělí dle původu na: o

Rudnou

o

Nerudnou

o

Uhelnou, a to buď z povrchových nebo hlubinných dolů

Stejně jako u všech druhotných surovin je její použití v konstrukci podmíněno vlivem na životní prostředí. Rudnou či nerudnou hlušinu lze využít do prostého, vrstevnatého násypu popř. z kamenité sypaniny, jestliže jsou splněny podmínky z předpisů (např. ČSN 73 6133/1998). Odlišné požadavky jsou na uhelnou hlušinou, kdy primárním kritériem pro její zabudování do zemní konstrukce je obsah spalitelných látek. Dle ČSN 73 6133 nelze tuto hlušinu umístnit do

- 36 (175) -


aktivní zóny, do ostatních částí násypu je její vhodnost podmíněna následujícími požadavky: 1. obsah spalitelných látek v množství do 18% a/nebo cizorodých částic do 0.5% ⇒ vhodná uhelná hlušinová sypanina 2. obsah spalitelných látek v množství do 25% a/nebo cizorodých částic do 1.0% ⇒ podmínečně vhodná uhelná hlušinová sypanina 3. pokud nejsou splněny body 1) a 2) ⇒ nevhodná uhelná hlušinová sypanina Vlastnosti uhelné hlušinové sypaniny závisí na způsobu jejich získaní. Horší vlastnosti má uhelná hlušina získaná z povrchových dolů (Severočeské uhelné doly - SUD), poněvadž je převážně tvořena vysoce plastickými jíly a jílovci. Orientační vlastnosti uhelné hlušiny z SUD dosahují u objemové hmotnosti hodnot od 1100 kg.m-3 do 1400 kg.m-3 a z pevnostních parametrů je ϕ/ = 16° a c/ = 0 – 10 kPa (ČSN 73 6133/1998). Z hlediska jejich vhodnosti do podloží a násypu je řadíme mezi málo vhodné až nevhodné. Příznivější vlastnosti má však uhelná hlušina z hlubinných dolů, která je tvořena z pískovců, prachovců, jílovců popř. slepenců. Svojí skladbou se zařazuje mezi kamenitou sypaninu z měkkých skalních hornin. Orientační vlastnosti této hlušiny jsou: ρd = 1480 – 1950 kg.m-3; w ≈ 5%; ϕ/ = 28 - 40° a c/ = 0 – 10 kPa. Struska je materiál získaný jako vedlejší produkt z elektráren nebo vysokých pecí. V normě ČSN 73 6133 se hovoří o využití vysokopecní strusky. Její aplikace je podmíněna tím, že nesmí obsahovat organické a minerální látky. Informace o technických parametrech strusky a její použitelnosti v zemním tělese lze získat z certifikátů, podnikových norem (Struska EOP – elektrárenská struska), kde prodejce tohoto materiálu musí deklarovat splnění všech nutných předpisů pro upotřebitelnost.

Na závěr jsou ještě uvedeny vlastnosti strusky zjištěné RRA Ústeckého kraje (2003). Dle klasifikace normy ČSN 73 1001 spadá struska do třídy G3 – štěrk s příměsí jemnozrnné zeminy. Ze smykových zkoušek byl stanoveny smykové parametry: Vrcholové - úhel vnitřního tření ϕ/ = 28.6°, soudržnost c/ = 5 kPa Reziduální - úhel vnitřního tření ϕ/ = 25°, soudržnost c/ = 1 kPa Objemová hmotnost kusovité plně nasycené vodou je: ρ = 1000 – 1200 kg.m-3 Poslední skupinou jsou recykláty, které vznikají při demoličních pracích pozemních a inženýrských staveb. Jak již bylo zmíněno, můžeme získat cihelný, betonový (popř. směsný – netříděný cihelný/betonový) a asfaltový recyklát. Pro využití v zemních konstrukcích mají uplatnění první dva typy recyklátů. Vlastnosti recyklátů jsou odvislé od charakteru původního materiálu (cihla, beton). U betonového recyklátu musíme popřípadě navíc zohlednit degradaci výztuže v něm obsažené, u cihelného recyklátu zase přítomnost malty.

4.4

Lehké materiály

V některých případech, kdy není možnost provést opatření, která by urychlila procesy, které budou vznikat v průběhu provádění zemní konstrukce je výhod-

- 37 (175) -


né použít lehké stavební materiály, které ten problém výrazně eliminují. Názorným příkladem může být například výstavba vysokého násypu na málo únosných a silně stlačitelných zeminách. Použijeme-li pro výstavbu násypu klasické zemní materiály (tj. ρd > 1500 kg.m-3), pak jsme ve většině případů nuceni provést dodatečná opatření, jako je zlepšení podloží (vertikální drény, vyztužení apod.) popř. monitoring konstrukce (deformace, pórové tlaky). Zároveň si je nutné uvědomit, že i přes tyto úpravy se jedná o dlouhodobější proces. Jiným případem je snížení tlaku na stávající nebo i nově budované konstrukce (např. mostní křídla – Herle, 2004). Z těchto příkladů vyplývá, že hlavní příčinou podílející na výše uvedených problémech je objemová tíha materiálu způsobující nový nerovnovážný stav systému. Pokud se však vyskytnou podmínky, kdy není dostatečná doba pro realizaci potřebných opatření, můžeme velmi úspěšně použít lehké stavební materiály. A jaké jsou to materiály? Některé z nich již byly uvedeny. Je to například elektrárenská struska, stabilizát, popílek - objemová tíha je u těchto materiálů ρd = 800 – 1500 kg.m-3. Ještě lehčím materiálem je tzv. keramické kamenivo (keramzit) - objemová tíha ρd = 100 – 800 kg.m-3. A bezkonkurenčně nejlehčím materiálem používaným v poslední době v zemních konstrukcích je polystyren - objemová tíha ρd < 100 kg.m-3. Keramické kamenivo, dříve označované jako keramzit dnes Liapor se vyrábí z přírodních jílů expanzí při teplotě 1100 - 1200°C. Díky tomuto výrobnímu procesu vykazuje tento materiál dobré mechanické vlastnosti – vysokou pevnost, malou nasákavost, a dobré tepelně izolační vlastnosti. V České republice je výrobcem Lias Vintířov, který na svých webových stránkách (http://www.liapor.cz/frm4916.htm?l1=3&l2=0&l3=0&l4=0&l5=0 ) udává technické parametry Liaporu. Některé vlastnosti však zde nenalezneme a to jsou především geomechanické parametry, které jsou důležité pro návrh zemní konstrukce. Geomechanické parametry zde uváděné jsou získány z testů, které byly provedeny SG-Geotechnika (Herle, 2002) a katedrou geotechniky FSv ČVUT v Praze (Vaníček, 2001). Zjištěné hodnoty byly ověřeny na standardních frakcích 1-4 mm, 4-8 mm a 8-16 mm. Výsledky ukázaly, že objemová hmotnost zhutněného Liaporu se pohybuje od 300 do 600 kg.m-3 (nedochází k drcení zrn – doporučuje se proto použít lehké vibrační desky) a že platí nepřímá úměra mezi objemovou hmotností a velikostí frakce. Díky nízké nasákavosti nedojde ani k výraznému zvýšení objemové tíhy, pokud je suchý materiál vystaven přítomnosti vody. Smykové zkoušky ukázaly, že úhel vnitřního tření ϕ/ se pohybuje kolem 40°. Deformační charakteristiky zjištěné na sledovaných vzorcích poukázaly, že při oboru napětí 50 – 125 kPa dosahuje deformační modul Edef hodnot větších než 50 MPa (frakce 1-4mm), 20-34 MPa (frakce 48mm) a 10-20 MPa u frakce 8 -16 mm (Herle, 2002). Při FSv ČVUT bylo dosaženo u frakce 4-8 mm oedometrického modulu Eoed v rozmezí 4-8 MPa (částečně zhutněný vzorek?) při maximálním napětí 130 kPa. V případě vyšetřování tepelných jevů v konstrukci, lze uvažovat se součinitelem tepelné vodivosti λ = 0.11 – 0.13 W.m-2.K-1. Dalším materiálem, který se již ve světě používá cca 30 – 40 let a který byl již také použit v České republice (Dálnice D1 – Vyškov – Mořice, 2003) je expandovaný polystyren (EPS), který má označení GEOFOAM anebo EPS Geofoam.

- 38 (175) -


Jedná o celulární termoplastický materiál o velmi nízké hustotě (1-2% hustoty přírodního materiálu). Prvky EPS Geofoam jsou vyráběny ve formě bloků o standardních rozměrech 0.6-1.2 m (šířka) x 1.2–4.8m (délka) x 0.025-1.2 (výška). Pro jejich použití v zemní konstrukci je však nutné znát fyzikální vlastnosti. Kromě fyzikálních vlastností je nutné znát vzhledem k charakteru materiálu odolnost EPS vůči chemických a biologickým látkám. Při návrhu vycházíme z předpokladu, že EPS se pod působícím zatížením chová vazko-elasticky. Samozřejmě důležitým hlediskem je i dlouhodobé chování EPS pod zatížením, a proto by dlouhodobé návrhové zatížení nemělo překročit lineárně elastický rozsah EPS. Kombinace nahodilého zatížení a vlastní tíhy by neměla překročit 1% přetvoření. Lineárně elastické chování EPS je v intervalu 1.5 – 2% přetvoření. Některé z orientačních hodnot fyzikálních vlastností jsou uvedeny v tabulce 4.7. Tabulka 4.7: Orientační hodnoty fyzikálních vlastností EPS EPS12 XI

EPS15 I

EPS18 VIII

EPS22 II

EPS29 IX

Hustota/ Density, min., kg/m3 (lb./ft3)

12 (0.70)

15 (0.90)

18 (1.15)

22 (1.35)

29 (1.80)

Modul stlačitelnosti/Compressive Modulus, min, MPa (psi) @ 1%

2 (320)

3 (470)

4 (630)

6 (830)

8 (1190)

Pevnost v ohybu/Flexural Strength, min., kPa (psi)

70 (10)

173 (25)

208 (30)

276 (40)

345 (50)

Klasifikace dle ASTM-C-578 Type

Po stránce odolnosti EPS vůči vnějším vlivům je důležitý charakter působícího faktoru. Vlivem UV záření dochází k barevné změně osluněného povrchu. Zabarvení je žluté a nastává při osluněním delším než 6 měsíců. Tato skutečnost však neovlivní fyzikální vlastnosti (pevnost, stlačitelnost), protože dojde k ovlivnění pouze velmi tenké vrstvy u povrchu bloku. Aby se zabránilo tomuto jevu, doporučuje se při delším odkrytí bloků tyto překrýt neprůsvitnou fólií. Z pohledu dalších klimatických vlivů není EPS ovlivněný cyklickým zmrazováním a oteplováním, vlhkostí a posypovými solemi. Naopak je jej potřeba ochraňovat proti působení uhlovodíkům, vysoce rozpustným tmelům, uhelným dehtům a ropným látkám. Proti ohni jsou do něj přidávány aditiva, která oddalují jeho zahoření, ale i tak není doporučeno jej vystavovat přímému ohni.

4.5

Ostatní materiály

V předchozích kapitolách tohoto oddílu byly popsány základní charakteristiky a vlastnosti materiálů, které jsou zemního/horninového charakteru, vyjma EPS. O ostatních materiálech můžeme tedy mluvit jako o materiálech nehorninového charakteru. V zemních konstrukcí se používají klasické materiály jako je ocel, beton anebo materiály, které byly ještě před několika desítkami let neznámé pro geotechnikou veřejnost plasty. Použití plastů vyplynulo z jejich velmi důležité charakteristiky a to více méně „neomezené“ životnosti za přirozených podmínek v zemní konstrukci. Samozřejmě pokud zahrneme externí vlivy, jako je přítomnost různých chemikálií, které se mohou dostat do zemní konstrukce, tak i u nich může dojít k významné degradaci.

- 39 (175) -


Materiály na bázi železa již mají poměrně dlouhou dobu své zastoupení v zemní konstrukci, a proto i znalosti o změně jeho vlastností v těchto podmínkách jsou relativně dobré. Vložením železa do zemního prostředí dochází k jeho degradaci a tím ke snížení mechanických vlastností, a to především pevnosti. Míra snížení je odvislá od tzv. agresivity prostředí. Proto se vyvinuly postupy, které jej ochrání. Ve většině případů se používá k jeho ochraně jeho obalení méně degradujícím materiálem (např. cementová zálivka, beton apod.) anebo se provede úprava samotného materiálu, většinou přípovrchové vrstvy (např. pozinkování apod.). Míra ochrany je samozřejmě odvislá od životnosti konstrukce. To znamená, že u dočasných konstrukcí se nemusí provádět tytéž postupy a je možné umístnit tento materiál do zemního prostředí bez přídavné ochrany. Ze železa/oceli se pro zemní konstrukce používají hřebíky (betonářská výztuž), tyčové kotvy, pramencové kotvy nebo gabiony atd. Vlastnosti jednotlivých prvků je možné získat přímo u výrobce, který musí deklarovat jeho vlastnosti certifikátem, který právě zaručuje požadované vlastnosti materiálu. Cement a beton mají rozsáhlé použití v zemních konstrukcích, potažmo v celé geotechnice. K vlastnostem betonu se není nutné nějak více rozepisovat, protože ty by již měly být známy z betonových konstrukcí. Beton resp. cement ve formě směsi s vodou se používá např. pro zalévaní vrtů pro hřebíky a kotvy. Z těchto materiálů se vyrábí dále stříkaný beton anebo se přímo vpravuje do zemního prostředí pomocí rozličných technologických postupů (např. injektáže). Samozřejmě i u tohoto materiálu dochází k degradaci. Proto i v tomto případě je nutné se při návrhu konstrukce zaobírat touto otázkou. Materiály na bázi různých polymerů si rovněž nacházejí místo v zemní konstrukci. V poslední době to jsou zejména geosyntetika, která jsou vyráběna z polyefilenů, polyesterů apod. Podrobnější informace o těchto materiálech a prvcích budou popsány v kapitole 4.5.2 Geosyntetika.

4.6

Shrnutí

Kapitola 4 vychází a doplňuje poznatky, které posluchači, čtenáři získali během studia mechaniky zemin. Kapitola popisuje jednotlivé geomateriály a rozebírá jejich vlastnosti popř. jejich vliv na chování geomateriálu. Cílem je ukázat, že pro práci z geoamteriály není jen pevnost a tuhost (i když je nejdůležitější pro návrh), ale i ostatní vlastnosti, které mohou upozornit resp. dát základní indicie, jak by se mohl geomateriál chovat. Kontrolní otázky

Dle kterých dvou kritérií se rozlišují zeminy u dopravních staveb? Můžeme použít zeminu o vlastnostech wL>60% anebo ρd,max<1500 kg.m-3 do násypu? Do kolika skupin rozdělujeme zeminy podle zhutnitelnosti? Jak můžeme rozdělit materiál zemního tělesa dopr. staveb? Lze použít spraš, sprašové hlíny bez úpravy do zemní konstrukce? - 40 (175) -


Jaká je nejvhodnější úprav spraší či sprašových hlín? Jak můžeme vyjádřit smykovou pevnost zeminy? Jak rozdělujeme kamenitou sypaninu Co patří mezi sypaninu z druhotných materiálů? Jak rozdělujeme hlušinovou sypaninu? Co si musíme hlídat u uhelné sypaniny? Lze použít uhelnou sypaninu do aktivní zóny? Vyjmenujte prvky nehorninového charakteru používající se v zemních konstrukcích?

5

Modifikace vlastností zemin

Snaha upravit vlastnosti materiálům, které nesplňují požadavky při jejich použití v konstrukci, provází lidstvo již odnepaměti. A tento trend je patrný i v geotechnice, kde dokladem toho jsou odborné akce (technické skupiny; pořádají se konference, které nesou přímo ve svém názvu tuto problematiku – Zlepšování zemin. Ve většině případů mluvíme o zlepšování. Avšak v některých literaturách lze nalézt podrobnější terminologii vztahující se k úpravě zemin. Např. dle ASCE (1997) se dělí technologie používající k úpravě zemin do následujících oblastí: o

o

Zlepšování zemin (Soil improvement) – pod tuto oblast patří následující výčet technologií:

Dynamické zhutňování (Dynamic compaction)

Vibrační zhutňování (Vibro – Compaction)

Kompenzační injektáž (Compaction Grouting)

Prefabrikované vertikální drény (Prefabricated Vertical Drains)

Zhutňování odstřelem (Blast-Densification)

Vyztužování zemin (Soil reinforcement) – pod tuto oblast patří následující výčet technologií:

Vibrované štěrkové pilíře (Vibro-Stone Columns)

Vibrované betonové pilíře (Vibro Concrete Columns)

Vápenné-cementové pilíře (Lime-Cement Columns)

Trysková injektáž (Jet Grouting)

Hloubková stabilizace (Deep Mixing)

Mikropiloty (Micropiles)

Zemní kotvy (Ground Anchors)

Hřebíkování (Soil Nailed Retaining Sructures)

Vyztužování geosyntetiky (Geosynthetics)

- 41 (175) -


o

Vyztužování vlákny (Fiber Reinforced Soils)

Biologická stabilizace (Boitechnical/Soil Bioengineering Stabilization)

Úprava zemin (Soil treatment) - pod tuto oblast patří následující výčet technologií:

Míšení (Admixture)

Lámání (Fracturing)

Zmrazování (Freezing)

Atd.

Dále se na tuto problematiku můžeme podívat z pohledu upravované mocnosti. Mluvíme tak o plošné nebo hloubkové úpravě. V prvním případě jde o úpravu (zlepšení) malých mocností. Příkladem je plošná stabilizace, kde pomocí frézy jsme schopni promísit zeminu o mocnosti 50 – 70 cm anebo zhutňování pomocí hutnících prostředků charakteru válců, desek apod. Opakem jsou postupy, které umožňují úpravu zeminy do větších hloubek. Existuje celá řada technologií, které můžeme použít pro úpravu zemin. Ne však každá technologie je vhodná pro každý typ zeminy, proto byly na základě praktických a teoretických zkušenosti stanoveny pro jednotlivé technologie rozsahy jejich použití. Názorným příkladem je například rozdělení uvedené Chlostem (1985) 〈obrázek 5.1〉 nebo firmou Menard v závislosti na struktuře zeminy. Při volbě kategorizace jednotlivých metod či technologií v této publikaci bylo po prostudování dostupných odborných pramenů věnujících se této problematice rozhodnuto je rozdělit obdobně, jako je tomu v podkladu (Chlost, 1985), který je v České republice při čerpání informací vztahujících se ke zlepšování velmi často používán. Na závěr této kapitoly je nutné připomenout a neustále se si uvědomovat, že zlepšená zemina je pořád zeminou. Chlost (1985) ve své publikaci píše: „V prvé řadě je nezbytné si uvědomit, že zlepšená zemina stále zůstává „pouhou“ zeminou a návrh založení na těchto zlepšených zeminách se řídí stejnými zásadami jako na zeminách přirozených“.

Použitelnost technologií dle charakteru zeminy

- 42 (175) -


O řadě technologií na 〈obrázku 5.1〉 je pojednáno v následujících kapitolách. Obsah dílčích kapitol je sestaven tak, aby si čtenář udělal představu o principech či teoretických základech, o provádění – technologii níže uvedených metod. Samozřejmě rozsahem učebních textů není možné zcela obsáhnout danou problematiku. Proto bylo snahou autora na konci jednotlivých kapitol doplnit odkaz na publikace či další zajímavé odkazy.

5.1

Předkonsolidace

Aplikací vnějšího zatížení dochází v podloží ke změně napjatosti a deformace. To může vést popřípadě ke ztrátě únosnosti nebo nepřiměřeným deformacím (celkové nebo nerovnoměrné sedání). Tento efekt je pak navíc umocněn v případech, kdy je podloží tvořeno jemnozrnnými zeminami nasycenými vodou. V tomto případě se musí navíc zohlednit vliv časového faktoru sedání – konsolidace. U těchto zemin se musí tedy počítat, s tím že při nanesení zatížení (např. násyp) nedojde k celkovému sednutí během výstavby, ale v delším časovém horizontu. To má samozřejmě vliv na konečnou funkci konstrukce, kdy může docházet k poklesům konstrukce popř. ztrátě stability, tedy jejímu kolapsu. Dá se však konstatovat, že rozhodující pro optimální funkci konstrukce je otázka deformací. Snahou inženýrů je tedy omezit tento efekt, což jinak řečeno, znamená urychlení deformací. Proto se i zaměříme na tuto oblast a popíšeme si základní technologie, pomocí kterých jsme schopni zajistit proběhnutí větší části celkové deformace předtím, než bude konstrukce předána do provozu. Předtím než bude pojednáno o jednotlivých technologiích, řešeních, definujeme si jednotlivé složky sedání 〈obrázek 5.2〉 podloží (nasycené, jemnozrnné zeminy) vlivem nově vyvozeného zatížení: o

Okamžité (bezprostřední) sednutí (si) – předpokládáme, že toto sednutí nastane okamžitě po nanesení zatížení. Tato část sedání proběhne za neodvodněných podmínek, poněvadž u málo propustných a relativně mocných vrstev, které jsou navíc poměrně rychle zatíženy, dojde ke zvýšení pórových tlaků, které se nemohou okamžitě rozptýlit. Proto se zeminy v podloží deformují v důsledku působícího smykového napětí v podstatě bez objemových změn a tak vertikální stlačení vzniká v důsledku bočních deformací.

o

Primární konsolidační sedání (scf) – nastává v čase, kdy postupným odvodňováním vrstvy dochází k disipaci zvýšených pórových tlaků. Dochází k objemovým změnám a napětí z pórové vody je přenášeno na skelet zeminy. Rychlost primární konsolidace je určena mírou odtékání vody ze zeminy podle hydraulického gradientu. Rychlost odvodnění tedy závisí na objemových změnách a propustnosti zemin v podloží a rovněž na okrajových podmínkách.

o

Sekundární kompresní sedání (ss) – je to pokračování dlouhodobého sedání a nastává za předpokladu, že zvýšený pórový tlak je víceméně rozptýlen a efektivní napětí je prakticky konstantní. Další objemové změny jsou vlivem odvodněného creepu zeminy a je čas-

- 43 (175) -

č. 5


to charakterizováno lineární závislostí mezi sedáním a logaritmem času.

Idealizované fáze sedání (Chlost, 1985) Význam a velikost jednotlivých částí sedání je závislá na mnoha faktorech jako je: typ zeminy, deformační charakteristiky, historie zatěžování, velikost a rychlost zatěžování nebo vztah mezi zatěžovací plochou a mocností stlačované vrstvy. Na závěr můžeme konstatovat, že se jedná o zjednodušený přístup, protože praxe ukazuje, že aktuální deformace pod zatížením (např. násyp) jsou komplexnější, než jak je uvedeno v zjednodušené formě v předchozích bodech. I přes tuto skutečnost je tento postup přiměřený a lze ho aplikovat při posuzování konstrukce.

5.1.1

Předtížení

Nejjednodušší metodu jak urychlit primární konsolidační sedání je nanesení zatížení na budoucí místo, kde bude působit definitivní přitížení. Tento způsob urychlení se nazývá předtížení konsolidačním zatížením (nadnásyp, vak s vodou apod.). Princip předtížení je naznačen na 〈obrázku 5.3a〉

a) schéma předtížení

b) průběh konsolidace

Princip předtížení (Smoltczyk, 2001) Bez použití dodatečných prvků probíhá odvodňování podloží ve vertikálním směru, proto velikostí a časovým rozložením přídavného zatížení můžeme - 44 (175) -


ovlivňovat rychlost konsolidace 〈obrázek 5.3b〉. Dále bude popsáno, co se děje v při realizaci této metody. Při nanášení vnějšího zatížení na málo propustné podloží v něm dochází k vytváření zvýšeného pórového tlaku. To se děje do času „t1“. Po nanesení konečného přitížení (zatížení od projektované konstrukce /např. násyp/ + přídavné vnější zatížení /např. nadnásyp/) dochází v čase k disipaci zvýšených pórových tlaků a tím k sedání konstrukce (probíhá primární konsolidační sedání). Velikost tohoto sedání je ovlivněna dobou, po kterou působí předtížení. Odstraníme-li tedy přídavné zatížení dříve na 〈obrázku 5.3a〉 v čase „ts“ , může se stát, že není ještě dosaženo takového stupně konsolidace, který by již nezpůsoboval žádné další sedání. To znamená, že horní a spodní oblast konsolidující vrstvy je z hlediska budoucího zatížení překonsolidována, zatímco střední vrstva ještě není dostatečně zkonsolidována (viz. 〈obrázek 5.3b〉). Proto dochází po odstranění přídavného zatížení ve střední vrstvě stále ke konsolidaci a tudíž i k sedání, zatímco v horní a spodní vrstvě dochází k opačnému efektu – „nadzvedávání“. Tyto dva efekty se samozřejmě z hlediska celkového sedání kombinují s tím, že zpravidla bývá stlačení vetší než odlehčení. Podrobněji je tento efekt, a jak uvádí Smoltzcyk (2001), popsán v publikaci od Laddeho (1976). Pro zjednodušené navrhování, uvedeném v Smoltzcyk (2001), se předpokládá, že stupeň konsolidace ve středu vrstvy od zatížení p = (pf+ps) splňuje následující podmínku:

U ( f + s ).sc ( p s + p f ) = sc ( p f )

(5.1)

kde pf

konečné stálé zatížení

ps

přídavné vnější zatížení (předtížení)

U(f+s)

stupeň konsolidace

Sc (pf).

sednutí vyvolané konečným zatížením (pf)

Sc (ps+pf)

sednutí vyvolané celkovým přitížením (ps+pf)

Dle teorie konsolidace se potom pro stupeň konsolidace normálně konsolidované zeminy získá výsledná rovnice:

U ( f +s)

pf ⎞ ⎛ ⎟ log⎜⎜1 + ⎟ p 0 ⎠ ⎝ = ⎡ pf ⎛ ⎜1 + p š log ⎢1 + p 0 ⎜⎝ pf ⎢⎣

⎞⎤ ⎟⎥ ⎟⎥ ⎠⎦

(5.2)

kde p0

primární napětí

Stupeň konsolidace definovaný rovnicí (5.2), lze určit z grafu na 〈obrázku 5.4〉. S definováním parametrů pf, p0 a s volbou parametru ps může být potom určen požadovaný stupeň konsolidace. - 45 (175) -

č. 5


Doba, po kterou má působit přídavné zatížení, se určí ze známého vztahu pro časový faktor Tv: Tv =

t.cv H

(5.3)

kde cv

vertikální součinitel konsolidace

H

mocnost vrstvy pro jednostranné odvodnění

t

max. konsolidační čas pro předtížení

Pro jeho stanovení dle rovnice (5.3) musíme znát časový faktor, vertikální součinitel konsolidace a mocnost vrstvy. Součinitel konsolidace „cv“ určíme z oedometrické zkoušky, parametr „Tv“ můžeme získat např. z grafu pro příslušné odvodňovací podmínky a zjištěného stupně konsolidace. Dosazením do rovnice (5.3) obdržíme potřebný čas pro konsolidaci.

Stanovení stupně konsolidace (Johnson, 1970) Další obdobné postupy řešení urychlení konsolidace pomocí předtížení můžeme nalézt v publikacích od Turčeka (1991) a Chlosta (1985). Po ukončení primární konsolidace nastává v zemině sekundární stlačení (creep). Sekundární sedání nastává v čase „tp“, který získáme protnutím přímek, které jsou prodloužením přímých částí křivky stlačení v čase 〈obrázek 5.5〉. Míra sekundárního stlačení je definována indexem sekundárního stlačení - Cα. Z grafu na 〈obrázku 5.5〉 se jedná o sklon úsečky AB a můžeme je tedy zapsat rovnicí (5.4):

- 46 (175) -


e

PRIMÁRNÍ KONSOLIDACE

SEKUNDÁRNÍ STLAČENÍ ep

B A

et

tp

t

Log t

Sekundární stlačení

Cα = −

(e − e ) ; t

p

⎛t ⎞ log⎜ ⎟ ⎜t ⎟ ⎝ p⎠

t > tp (5.4)

Známe-li index „Cα“, potom určíme sekundární sedání ze vztahu: ss =

⎛t ⎞ H Cα log⎜ ⎟ ⎜t ⎟ (1 + e p ) ⎝ p⎠

(5.5)

Při návrhu konstrukce však nesmíme opominout otázku stability. Zvýšené pórové tlaky se mohou nepříznivě projevit nestabilitou konstrukce. Proto by při výstavbě konstrukce, tj. při jejím sypáním, by měla být stanovena maximální výška nasypané vrstvy, aby nedošlo k poruše konstrukce. Pro neodvodněné podmínky lze odhadem stanovit maximální výšku sypané vrstvy tak, aby byla zaručena stabilita v okrajových oblastech, jako 3 až 4 násobek poměru neodvodněné smykové pevnosti „cu“ ku objemové tíze „γ“ sypaniny. Dalším doporučením je , aby boční přesah předtížení byl minimálně dvou až tří násobek celkové tloušťky vrstev určených ke konsolidaci. K efektivnímu odvodnění zeminy musí být dbáno na navržení dostatečné filtrační vrstvy. I když provedeme návrh konsolidačních opatření, doprovází vlastní návrh i návrh monitoringu pro sledování skutečného chování konstrukce během výstavby (sledují se např. pórové tlaky a deformace). Tato měření mají pomoci překlenout nejistoty vzniklé při stanovování vstupních parametrů (laboratorní stanovení „cv“) a případné nehomogenity, které nebyly zastiženy geotechnickým průzkumem. Monitoringem a jeho vyhodnocením jsme schopni reagovat na případné odchylky od projektovaného stavu. Nejedná se tedy pouze o účelovou věc, ale stav, kdy můžeme zefektivnit postup výstavby a v lepším případě jej i urychlit a tím ušetřit finanční prostředky. - 47 (175) -

č. 5


5.1.2

Vakuování

Z hlediska historie první se touto problematikou začal v padesátých letech minulého století zabývat Kjellman (1952), v sedmdesátých letech provedl dílčí studie Holtz (1975). Praktické aplikace této technologie můžeme nalézt v Nizozemsku, Francii, Švédsku, Malajsii a Číně. A jeden z největších projektů byl realizován při výstavbě Východního mola Tiajinského přístavu apod. Teorie vakuování

Použití této metody přichází v úvahu, kdy nelze uplatnit předchozí postup. Na lokalitě se nachází velmi neúnosné stlačitelné zeminy, na kterých není možné stavět násyp, aniž by nedošlo ke ztrátě jeho stability anebo je dovoz materiálu na vyvození předtížení nákladný popřípadě není možné ponechat zatížení na místě po požadovanou dobu během níž by proběhla požadovaná část sedání. V těchto případech lze použít vakuování, kdy vyvození podtlaku v zemině (resp. v podloží) přispívá ke konsolidačnímu předtížení zeminy redukcí pórových tlaků při udržujícím konstantním totálním napětí. Pro plné pochopení je nutné zohlednit ve výpočtu atmosférický tlak (Pa), který když zavedeme do zatížení, tak jej můžeme definovat pomocí následujících rovnic: Pro předtížení výšky h: Celkové napětí

σ celk = γ .z + γ f .h + Pa = σ t + Pa

Celkový pórový tlak u celk = γ w .z + Pa = u t + Pa Efektivní napětí

σ ′ = σ celk − u celk = γ ′.z + γ f .h

(5.6a) (5.6b) (5.6c)

Pro vakuování (předpokládaná 80% účinnost):

σ celk = γ .z + Pa

(5.7a)

Celkový pórový tlak u celk = γ w .z + Pa − nPa(= γ w z + 0.2 Pa)

(5.7b)

Celkové napětí

Efektivní napětí

σ ′ = σ celk − u celk = γ ′.z + 0.8Pa

(5.7c)

Tyto teoretické předpoklady jsou zřejmé i z 〈obrázku 5.6〉, kde je vytvořen podtlak 80 kPa. Z obrázku vyplývá, že se totální napětí v zemině nebude měnit během aplikace podtlaku, ale nicméně, efektivní tlak se bude zvětšovat kvůli disipaci tlaku vody v pórech, což je způsobeno podtlakem. V důsledku možnosti čerpadla a netěsností při uzavření území je přiměřené očekávat maximální podtlak 80 kPa. Při přepočtení tohoto tlaku na předtížení to odpovídá přibližně násypu o výšce 4.5 m. Dále je nutné poznamenat, že sedání nenastane se stejnou rychlostí jako u předtížení díky rozdílným totálním napětím a že ve srovnání s tradičním předtížením nedojde ke zvýšení pórových tlaků, čímž je omezen jejich vliv na stabilitu konstrukce. Přínos této metody je rovněž patrný z 〈obrázku 5.7〉, kde je porovnání rychlosti sedání bez opatření, s opatřením pomocí vertikálních drénů a opatření s vertikálními drény spolu s vyvozením podtlaku 80 kPa

- 48 (175) -


Stav napětí v podloží při vakuování při podtlaku 80 kPa (Mebra Drain)

Settlements – sedání /mm/, Time in days – čas /dny/, No drains – bez drénů Membra drains – vert. drény, Membra drains+vacuum – vert. drény+vakuování

Stav napětí v podloží při vakuování při podtlaku 80 kPa (Mebra Drain) Provádění vakuování

Realizace vlastní technologie je shrnuta v následujících bodech: 1. vytvoření vrstvy z písku o mocnosti 60 – 80 cm 2. instalace vertikálních drénů, tak aby zůstaly ukončeny ve vrstvě, kde je možné vyvodit podtlak, pokud pod touto vrstvou leží propustná vrstva (drény musí být tak ukončeny min. 1.0 m nad propustnou vrstvou) 〈obrázek 5.8a〉 3. položení horizontálních drénů, které se spojí s vertikálními 4. vertikální drény se napojí na společnou přípojku 5. provedení obvodového příkopu (asi 50 cm pod hladinu podzemní vody) 6. překrytí nepropustnou fólií (tl. 1 mm) utěsněnou po obvodu. (pozn. jednotlivé pásy fólie se spojí svarem)

- 49 (175) -

č. 5


7. napojení horizontálních drénů na pumpu (realizovatelný podtlak 70 – 95 kPa)

5.2

Vertikální drény

Vertikální drény jsou prvky, které se používají v kombinaci s předchozími postupy pro urychlení konsolidace podloží. Urychlení procesu konsolidace je způsobeno zkrácením odvodňovacích drah 〈obrázek 5.8〉. Dalším z faktorů, které umocňují použití vertikálních drenáží je ta skutečnost, že přirozeně uložené zeminy ve většině případů vykazují anizotropii v propustnosti. Znamená to, že propustnost v horizontálním směru „kh“ je větší než ve vertikálním „kv“. Jejich použitím tedy dochází ke urychlení časového průběhu sedání zemní konstrukce a zároveň se zvyšuje pevnost málo únosné zeminy.

bez vertikálních drénů

s vertikálními drény

Legenda: fill/sypanina; drainage blanket (sand)/drenážní vrstva (písek); preload/předtížení; long drainage paths/dlouhá odvodňovací dráha; short drainage paths/krátká odvodňovací dráha

Princip vertikálních drénů (Colbond) Pro použití vertikálních drénů se rozhoduje v případech, kdy se v podloží zemní konstrukce nacházejí velmi stlačitelné zeminy s nízkou propustností se stupněm nasycení „Sr“ blízkým hodnotě 1.0 (např. hlíny, jíly, organické hlíny a jíly, bahno, rašelinu, mokřiny). Jedná se tedy o případ, kdy je rozhodující primární konsolidační sedání. V případě, kdy je rozhodující sekundární sedání, již není použití vertikální drénů přínosné. Patří sem vysoce plastické jíly a vysoce organické zeminy. Z historického hlediska je rozvoj této technologie datován do dvacátých let minulého století. V roce 1926 byl ve Spojených státech amerických patentován systém pískových drénů. Paralérně s tímto prvkem se vyvíjel systém prefabrikovaných páskových drénů ve Švédsku (Kjellman, W.), kde se začali od roku 1936 velmi extenzívně používat. Během 40 let se postupně rozšířila tato technologie do Evropy a Japonska. Existují tedy dva typy drenáží, které lze použít pro urychlení primárního sedání - pískové a prefabrikované vertikální drény (PVD). V současné době, však mají větší uplatnění PVD oproti pískovým drénům. Proto se i v další části tohoto textu bude věnovat PVD. Jejich výhoda spočívá nejen v rychlosti instalace, ale především v mnohem menší míře narušení zeminy v okolí instalovaného drénu

- 50 (175) -


než u pískových drénů. Ale i přes tento efekt jsou obecné principy popisující funkci drénů stejné oběma typům. V současné době existuje celá řada typů PVD (např. Alidrain, Aliwick, Ameridrain, Colbond drain, Mebradrian apod.). Struktura PVD je na 〈obrázku 5.9〉.

Příklady PVD Z 〈obrázku 5.9〉.vyplývá, že PVD se skládá ze dvou částí. Je to různě tvarované plastické jádro, které odvádí vodu ve vertikálním směru a dále obal jádra, který je proveden v dnešní době z netkané geotextilie. Geotextilie zde vytváří fyzickou bariéru oddělující jádro od okolní zeminy a dále působí jako filtr, který brání průchodu jemným částicím k jádru. Při výběru geotextilie hraje tedy důležitou roli její filtrační funkce. Aby byla zvolena optimální geotextilie, musely se při jejím návrhu kombinovat tři kritéria, které jsou vůči sobě protichůdné: kritérium propustnosti, zadržení a ucpání. Z toho tedy plyne, že důležitými parametry pro návrh PV drénu je jeho průtočná kapacita „qw“ a propustnost obalu „kg“. Provedené studie (Cortlever, 1983), však ukazují, že důležitějším faktorem je filtrační aktivita obalu než kapacita drénu. I když kapacita drénu může být ovlivněna jeho zanesením jemnými částicemi, tak i jeho zdeformováním během konsolidačního sedání. Na základě těchto skutečností byly definovány Hansbem (1979), a jak je také uvedeno Chlostem (1985), minimální hodnoty vlastností, které musí splnit PVD: o

pevnost tahu by měla být větší než 0.5 kN

o

protažení při této síle by nemělo být větší než 10%, ale ne menší než 2%

o

tahová pevnost filtru i jádra by měla být mobilizována při stejném protažení

Teorie svislých drenáží

Při návrhu PV drénů vycházíme z požadavku stanovení požadovaného stupně konsolidace. V případě vertikálních drénů, kdy k odvodnění zemního prostředí dochází, jak v horizontálním, tak i vertikálním směru, zavádíme celkový průměrný stupeň konsolidace:

U = 1 − (1 − U h )(1 − U v ) kde Ū

celkový průměrný stupeň konsolidace

- 51 (175) -

(5.8)

č. 5


Ūh průměrný stupeň konsolidace při horizontálním (radiálním) odvodnění Ūv

průměrný stupeň konsolidace při vertikálním odvodnění

Problematikou konsolidace ve vertikálním směru se zabýval Terzaghi, který popsal teorii jednodimensionální lineární konsolidace. Tato teorie již byla zmíněna v předmětu „Mechanika zemin“, a proto zde již nebude dále podrobněji rozebírána. Uvedeme si pouze pro přehlednost stupeň konsolidace definovaný rovnicí:

Uv = 1−

8

π2

−

e

π 2 cv 4H

2

t

(5.9)

kde cv

součinitel konsolidace ve svislém směru

H

délka odvodňovací dráhy

Podrobněji se budeme zaobírat radiální konsolidací, kterou vypracoval pro pískové drény v padesátých letech dvacátého století Barron. Barronova práce je založena na zjednodušených předpokladech Terzaghiho jednodimensionální konsolidace. Srovnání jednodimensionální konsolidace ve svislém a radiálním směru je prezentována na 〈obrázku 5.10〉.

Konsolidace při svislém a radiálním odvodnění Barron při odvozování teorie vertikálních drénů (pískové) vycházel z následujících předpokladů: o

konsolidující vrstva (jíl) je plně nasycena a homogenní

o

k přetvoření zeminy dochází pouze ve vertikálním směru

o

voda neproudí ve vertikálním směru

- 52 (175) -


o

platí Darcyho zákon

o

pórová voda a minerální částice jsou nestlačitelné v porovnání se skeletem jílu

o

přírůstek zatížení je nejprve přenášený zvýšeným pórovým tlakem

o

v drénu nedochází ke zvýšenému pórovému tlaku

o

zóna vlivu drénu je válcová

S těmito předpoklady platí pro stupeň konsolidace v radiálním směru rovnice: −8Th

Uh = 1 − e

U h = 1−

F (n)

nebo

u u0

(5.10)

kde

Th =

cht D2

Th

časový faktor (horizontální) -

ch

koeficient konsolidace při horizontálním odvodnění

D

vzdálenost od drénu (odvodňovací zóna drénu) – průměr

t

čas

(5.10a)

válce F(n) dimenzionální vztah průměru drénu, odvodňované plopropustnosti filtru drénu a technologie instalace 2 2 n 3n − 1 F ( n) = 2 ln(n) − n −1 4n 2 (5.10b)

chy,

n=

re D = rw d w

n

vzdálenostní poměr -

re

polovina průměru odvodňovací zóny

dW

ekvivalentní průměr drénu (rW = dW/2)

u

průměrný zvýšený pórový tlak v zemině v čase t

u0

průměrný zvýšený pórový tlak v zemině v čase t = 0

(5.10c)

Rovnice (5.10) byla později upravena Barronem o vliv porušení zeminy v okolí drénu při jeho instalaci a snížení propustnosti drénu 〈obrázek 5.11〉.

- 53 (175) -

č. 5


Schéma působení svislé drenáže s ohledem na sníženou propustnost a porušení okolní zeminy Modifikaci jeho rovnic pro PV drény provedl v roce 1979 Hansbo, který se zabýval daným problémem z pohledu fyzikálních charakteristik a rozměrů drénů. Hansbo provedl úpravy Barranovy teorie se týkají úpravy dimenzionálního vztahu F(n) – vzdálenost drénů, snížení propustnosti drénu a porušení zeminy v jeho okolí během instalace. Úpravy jednotlivých vlivů jsou uvedeny v následujících řádcích textu.

Ekvivalentní průměr Barron odvodil rovnice pro pískové drény kruhového průřezu, kdežto PV drény jsou obdélníkového průřezu. Barronova teorie se tedy opírala o předpoklad, že zemina je odvodňována vertikálním drénem rotačně symetricky. Proto byl u PV drénů při zachování podmínky rotační symetrie stanoven ekvivalentní průměr „dw“. Ekvivalentní průměr je tedy definován jako průměr kruhového drénu, který má stejné teoretické účinky při radiálním odvodnění jako PV drén. Ekvivalentní průměr byl odvozen na základě rovnosti obvodů jednotlivých tvarů 〈obrázek 5.12〉.

- 54 (175) -


Ekvivalentní průměr PVD Na 〈obrázku 5.12〉 se jedná o vnější obvod. Pro tento obvod je definován ekvivalentní průměr rovnicí:

dw =

2(a + b)

π

(5.11a)

Pozdější studie (metoda konečných prvků) však ukázaly, že oddrénovávaná kruhová plocha je menší (na 〈obrázku 5.12〉 vnitřní kružnice) a rovnice (5.5a) byla nahrazena vztahem:

dw =

( a + b) 2

(5.11b)

a doporučuje se ji používat pro návrh PVD, u nichž je poměr a/b přibližně 50 a menší.

Vzdálenost drénů Při svých úvahách Hansbo provedl úpravu funkce F(n) definované rovnicí (5.10b) s ohledem na geometrii drénu a odvodil rovnici:

F ( n) =

3 1 n2 ln(n) − − 2 2 n −1 4 4n

(5.12)

Omezená propustnosti drénů Při odvozování chování vertikálních drénů se vycházelo z ideálních podmínek. Jednou z těchto podmínek byla neomezená propustnost drénů. Ve skutečnosti, však dochází ke snížení jeho propustnosti a Hansbo pro PVD drény zavedl faktor snížené propustnosti Fr a popsal jej rovnicí (5.13):

Fr = πz ( L − z )

kh qw

- 55 (175) -

(5.13)

č. 5


kde z

vzdálenost od konce drenáže

L efektivní délka drénu (v případě jednostranného odvodnění je to celá délka drénu 〈obrázek 5.13b〉; v případě oboustranného odvodnění je to poloviční délka drénu 〈obrázek 5.13a〉) kh koeficient propustnosti v horizontálním směru neporušené zeminy qw

kapacita drénu

a) oboustranné odvodnění

b) jednostranné odvodnění

Faktor snížení propustnosti pro jednostranné a oboustranné odvodnění Z rovnice (5.13) plyne, že omezená propustnost drénu se mění s hloubkou „z“. Proto Hansbo zavedl průměrný faktor omezené propustnosti Fr/, který se pro jednotlivé případy na 〈obrázku 5.13〉 stanovuje integrací funkce fr(z) po délce drénu dosazené do rovnice (5.13). Ve výsledku pak získáme průměrnou omezenou propustnost pro:

Fr′ = oboustranné odvodnění

jednostranné odvodnění

πL2 k h 6 qw

2πL2 k h Fr′ = 3 qw

(5.13a)

(5.13b)

Vliv přetvořené zeminy v okolí drénu Vlivem instalace vertikálního drénů dochází k přetváření zeminy v okolí drénu. V přilehlém okolím drénů tedy dochází ke smykovým přetvořením zeminy a tím k vytvoření porušené zóny, která je při radiálním odvodnění charakterizována průměrem „ds“ (viz. 〈obrázek 5.11〉). Jejím vytvořením zároveň dochází ke změně vlastností zeminy, v našem případě především propustnosti, kdy zemina v přetvořené oblasti vykazuje sníženou propustnost „ks“ oproti propustnosti instalací neovlivněné zeminy „kh“. Tento efekt je vyjádřen pomocí faktoru porušení zeminy „Fs“ a můžeme jej zapsat rovnicí:

- 56 (175) -


⎛k ⎞ ⎛d Fs = ⎜⎜ h − 1⎟⎟ ln⎜⎜ s ⎝ ks ⎠ ⎝ dw

⎞ ⎟⎟ ⎠

(5.14)

kde ds

průměr přetvořené (poškozené) zeminy v okolo drénu

ks

koeficient propustnosti v horizontálním směru přetvořené zemi-

ny V předchozích odstavcích jsme se bavili samostatně o jednotlivých faktorech, které nám ovlivňují výslednou funkci PV drénu. Ve skutečnosti se tyto faktory projevují společně a proto byl stanoven celkový faktor „F“, který je dán součtem předchozích. ⎡⎛ n 2 ⎞ ⎞ ⎛ d ⎞⎤ k ⎤ ⎡⎛ k 3 1 ⎤ ⎡ F = F (n) + Fr + Fs = ⎢⎜⎜ 2 ⎟⎟ ln(n) − − 2 ⎥ + ⎢πz (L − z ) h ⎥ + ⎢⎜⎜ h − 1⎟⎟ ln⎜⎜ s ⎟⎟⎥ 4 4n ⎦ ⎣ q w ⎦ ⎣⎢⎝ k s ⎠ ⎝ d w ⎠⎦⎥ ⎣⎝ n − 1 ⎠

(5.15) Zavedeme-li předpoklad, že 1/n2 → 0 (ve většině případů vychází poměr n ≥ 20 ) a tím i výraz (n2/(n2-1)) → 1, pak se nám zjednoduší dimenzionální faktor „F(n)“ a rovnice (5.15) přejde ve tvar:

⎡ D ⎞ ⎛d k ⎤ ⎡⎛ k 3⎤ ⎡ F = F (n) + Fr + Fs = ⎢ln( ) − ⎥ + ⎢πz (L − z ) h ⎥ + ⎢⎜⎜ h − 1⎟⎟ ln⎜⎜ s q w ⎦ ⎢⎣⎝ k s 4⎦ ⎣ ⎣ dw ⎠ ⎝ dw

⎞⎤ ⎟⎟⎥ ⎠⎥⎦

(5.15a) Z rovnice (5.15) resp. (5.15a) je patrné, že jednotlivé vlivy zpomalují konsolidační proces. Aby se určil vliv či důležitost faktorů, byly provedeny teoretické parametrické studie, které ukázaly, že vždy je důležitým faktorem parametr F(n), a dále že parametr Fs má přibližně stejný význam pro návrh jako F(n) neli i o něco vyšší. Méně důležitým pak byl vyhodnocen parametr Fr.

Celkový průměrný stupeň konsolidace Nyní jsou známy stupně konsolidace při vertikálním a radiálním odvodnění, kdy při radiálním odvodnění je zohledněn vliv geometrie drénu, snížení propustnosti drénu a porušení okolní zeminy pomocí funkce „F“. Dosadíme-li tedy rovnice (5.9) a (5.10) do rovnice (5.8) získáme výsledný vztah:

U = 1−

8

π

2

e

⎛ 8c π 2 cv −⎜ 2h + ⎜ D F 4H 2 ⎝

⎞ ⎟t ⎟ ⎠

(5.16)

Vstupní parametry Abychom však mohli stanovit stupeň konsolidace musíme definovat vstupní parametry, které jej ovlivňují. Vstupní parametry se týkají jednak zeminy, dále vlastního drénu a v neposlední řadě i technologie. Tyto parametry můžeme stanovit buď odhadem anebo průkazní zkouškou. Názorným příkladem jsou americké předpisy (např. FHWA), které rozdělují projekty do tří kategorií (ta-

- 57 (175) -

č. 5


bulka 5.1) a pro takto zatříděný projekt, je buď možné vzít odhadnuté nebo naměřené hodnoty. Tabulka 5.1: Začlenění projektu dle náročnosti Kategorie

Popis v podstatě homogenní vrstva (nízká až průměrná sensitivita)

A

jednoduchá konstrukce (bez stavebních stádii) PVD – délka je menší než 18 m

B

Jedná se případy, které jsou mezi kategoriemi „A“ a „C“. Obecně je podobná kategorii „A“ Nestejnoměrné zeminy (nehomogenní, vysoká sensitivita)

C

Konstrukce je prováděna v několika stádiích nebo existuje jiný konstrukční problém PVD – délka je větší než 18 m

Při instalaci vertikálních drénů je rozhodující horizontální odvodnění. Potřebujeme tedy znát vlastnosti zemin v horizontálním směru. V našem případě se jedná o součinitel horizontální konsolidace „ch“, horizontální koeficient propustnosti „kh“ a koeficient propustnosti v horizontálním směru přetvořené zeminy „ks“. Součinitel horizontální konsolidace můžeme stanovit ze vztahu

ch =

kh cv k v (5.17). Vyjdeme-li z rozdělení projektu dle kategorií, pak lze pro

kategorii „A“ stanovit parametr „ch“ za předpokladu, že ch = cv (tzn. kh/kv =1). U kategorií „B“ i „C“ je již nutné provést laboratorní zkoušky nebo měření insitu. I přes možnosti jejich měření se pořád jedná se o velmi náročnou problematiku a jejich stanovením se zabývala řada autorů. Ti definovali typ zkoušky a nepřesnosti, kterých se dopouštíme jejich použitím (laboratorní zkoušky: oedometr s horizontálně odebraným vzorkem/ rozměr vzorku ovlivňuje výsledek; oedometr s radiálním odvodněním do vertikálního pískového drénu/ měřítkový efekt je eliminován. Polní zkoušky: čerpací pokus z vertikálního pískového drénu/ vliv instalace, propustná vložka výrazně ovlivní výsledek atd.). Řadu z těchto nepřesností či problematických míst lze nalézt v publikaci zpracované Chlostem (1985). Zde se například uvádí, že je to způsobeno typem vzorku, vlivem nehomogenity zeminy anebo hodnoty „ch“ i „cv“ se mění se změnou svislého napětí apod. Obtížnější je stanovení koeficientu propustnosti „ks“. Více méně lze konstatovat, že k tomuto problému je věnováno velmi málo publikací. I přesto tuto skutečnost z nich vyplývá, že poměr kh/ks je v intervalu 1 až 5. Stanovení parametrů charakterizujících drén již není tak komplikované, náročné jako je tomu u zeminy. Velikost ekvivalentního průměru „dw“ je definována rovnicí (5.11b) a průtočnou kapacitu drénu „qw“ pro své výrobky uvádějí jejich výrobci, které provedli rozsáhlé laboratorní testy.

- 58 (175) -


Dalším parametrem, který má vliv na funkci radiálního odvodnění je přetvoření zeminy v jejím okolí při instalaci drénu. Tento vliv je vyjádřen zónou porušení, definovanou parametrem „ds“. K tomuto porušení dochází během zavádění drénu do podloží a parametr „ds“ je definován rovnicí (5.20):

dm =

4

π

wL (5.18)

dm 2

(5.19)

d s = (5 ÷ 6)rm

(5.20)

rm =

kde dm(rm) ekvivalentní průměr (poloměr) porušené zóny 〈obrázek 5.14〉 w

šířkový rozměr instalačního zařízení (mandrelu)

L

délkový rozměr instalačního zařízení (mandrielu) EKVIVALETNÍ KRUHOVÝ DRÉN PORUŠENÁ OBLAST OBLAST BEZ PORUŠENÍ L/2 a

w

rs =

ds ⎛ 5 ÷ 6 ⎞ =⎜ ⎟rm 2 ⎝ 2 ⎠

re

b

PVD INSTALAČNÍ PRVEK

Geometrie zóny přetvoření zeminy (FHWA, 1986) Parametr „rm“ je odvozen za předpokladu ekvivalentní kruhové plochy k ploše části instalačního zařízení, které způsobuje přetvoření v okolí drénu. Pro stanovení ekvivalentní kruhové plochy se bere větší plocha instalačních prvků – zaváděcí tyč, kotva apod. (Pozn. O instalaci bude více pojednáno v části – Instalace PVD). V neposlední řadě při návrhu vertikálních drénů musíme definovat jejich rozmístnění v půdorysu konstrukce. Rozmístnění drénů vychází z podmínky, že každý jednotlivý drén je schopen oddrénovat pouze omezenou oblast. Tato

- 59 (175) -

č. 5


oblast je charakterizována parametrem „De – ekvivalentní průměr“, který je definován v závislosti na vzdálenosti drénu „S“ v síti: Trojúhelníkové

De = 1.05S

(5.21a)

Čtvercové

De = 1.13S

(5.21b)

Praktické aspekty

Z praktického hlediska mají větší uplatnění v současnosti PVD oproti pískovým, a to v důsledku následujících hledisek: o

efektivnost ( ⇒ ekonomičnost) ⇐ lze nainstalovat až 5000 m/den

o

instalace ⇐ zóna porušení je u PVD menší než pískových drénů (u pískových drénů může dojít snázeji k jeho přetržení při vytahování mandrilu)

o

výrobní inperfekce ⇐ výrobní proces PVD zajišťuje garantované vlastnosti drénu oproti pískovému vyráběnému na místě

V řadě odborných literatur nalezneme návrh drénů pomocí grafů. Např. v knize Mechanika zemin (Šimek, Eichler, Jesenák, Vaníček) můžeme nalézt návrhové schéma pro pískové drény. Návrhové diagramy pro PVD lze pak získat u jednotlivých výrobců těchto prvků. Provádění PVD

Před vlastní instalací drénů se provede úprava terénu. Odstraní se vegetace či předměty na povrchu (kameny, suť apod.), které by znemožnily zapenetrování drénu do podloží. V případě, že podmínky na lokalitě znesnadňují pojezd instalačního zařízení, zhotoví se pracovní vrstva (z hrubozrnného materiálu), která bude fungovat po instalaci drénů jako plošný drén (Pozn. poněvadž tato vrstva může být znehodnocena pojezdy instalačního mechanismu, je ji nutné ve většině případů opravit tak, aby byla zajištěna funkce plošného drénu). Někdy bývá plošný drén nahrazen vodorovnými prefabrikovanými drény 〈obrázek 5.15〉. Na upraveném terénu před instalací se vyznačí síť drénů. Po provedení těchto úkonů je již možné nechat pojíždět prováděcí soupravu 〈obrázek 5.16〉. Ve své podstatě se jedná o jednoduchý mechanismus, který je tvořen zařízením pro samovolné, plynulé odvíjení drénu, který je zaveden do uzavřeného ocelového profilu (jádra). Na spodním konci jádra je, pak drén uchycen k patce (kotvě). Uchycení drénu k patce se provede protažením pásku drénu skrz oko patky a následně se volný konec sepne k drénu. Takto upravený konec drénu se zapenetruje do podloží. Při dosažení naprojektované délky dojde k vytažení penetračního jádra. Proti vytažení drénu působí patka, která se stává kotvou. K tomu dochází tím, že se patka při zatláčení do zeminy postupně ohýbá a vytváří profil ve tvaru písmene „V“, čímž je zabráněno i ucpání jádra zeminou. Při vytahování již působí patka jako kotva zajišťující požadovanou hloubku drénu. Po vytažení jádra na povrch dojde k uříznutí drénu a proces se opakuj. Jedná se tedy o poměrně jednoduché a efektivní zařízení, které dovede během dne instalovat stovky délkových metrů drénů. - 60 (175) -


Vodorovné drény pro odvod vody

Legenda: PVD PV drain on reel – PVD na odvíjecím kotouči, Mandrel – jádro (trn), upper main roller – horní kolo, košer main roller – spodní kolo, static quide casing – nepohyblivý vodící kryt

Schéma prováděcí soupravy a postup instalace

- 61 (175) -

č. 5


5.3

Stabilizace

Z chemie je známo, že smícháním dvou či více látek můžeme vyvolat jejich vzájemnou reakci, kterou dojde ke změně jejich struktury a tím ke vzniku nové s novými vlastnosti. A stejně jako v mnoha dalších aplikačních vědách i v geotechnice se využívá tohoto poznatku pro úpravu zemin, které nesplňují požadavky na jejich použití v zemní konstrukci. Proces, který využívá tohoto poznatku se nazývá stabilizace. Pro stabilizace zemin se používají různé typy přísad, přičemž mezi nejčastěji používané patří vápno, cement, sádra a jejich vzájemná kombinace. Pomocí stabilizace zemin a k tomu příslušné technologie můžeme docílit úpravy zeminy jen do hloubky cca do 70 cm v jedné pracovní fázi (povrchová stabilizace) anebo do hloubek dosahujících několik desítek metrů (hloubková stabilizace). Podrobněji o povrchové stabilizaci bude pojednáno v rámci předmětů na Ústavu pozemních komunikací. My se v těchto učebních textech zaměříme především na hloubkovou stabilizaci.

5.3.1

Hloubková stabilizace

Úkolem hloubkové stabilizace je zlepšit mechanické vlastnosti zeminy chemickou cestou. V odborných publikacích nalezneme řadu technologií, které využívají tento efekt. V Chlostovi (1985) se uvádí dvě alternativní technologie – pilíře stabilizované zeminy a vápenné či vápenosádrové pilíře. První technologie je založena na principu promíchání přísady se zeminou a druhá vychází z vytvoření sloupu jen z přísady bez vzájemného promíchání. Dle zahraniční literatury (Geo Institute, 1997) spadá hloubková stabilizace mezi úpravu zemin tzv. vyztužením. Stabilizaci dělí na technologii tzv. Lime – cement columns (Vápenno – cementové sloupy) a Deep soil mixing /DSM/ (Hloubkové mísení zemin). V obou případech však opět můžeme mluvit o vzájemném promísení zeminy s pojivem, přísadou. Rozdíl mezi tímto dělením je spíše v technologii provedení, kdy u Lime-cement columns je vytvořen jen jeden samotný pilíř, sloup, kdežto u DSM zlepšujeme větší oblast pomocí vícenásobných šneků. Další dělení může být dle charakteru směsi – suchá nebo mokrá a odtud suchý nebo mokrý proces. Aplikací hloubkové stabilizace docílíme v zemním prostředí zvýšení pevnosti a na druhé straně ke snížení stlačitelnosti. Z hlediska propustnosti závisí na typu zlepšované zeminy. Proto může dojít k jejímu snížení, ale i zvýšení. První pokusy s hloubkovým zlepšováním zemin pomocí Ca(OH)2 byly provedeny v USA okolo roku 1960, kdy se prováděly vrty o průměru cca 25 centimetrů a hloubky 0,75 až 1 m v rozteči 0,5 až 1,5 metru. Do vrtů pak byla nalita vápenná kaše (12 kg hašeného vápna na 1 vývrt) a následně byly vrty vyplněny odvrtaným materiálem. Výsledky však ukazovaly, že k migraci vápenných iontů dochází velmi pomalu a účinek hydroxidu vápenatého byl značně pochybný. V roce 1967 bylo provedeno hloubkové zlepšení ve Švédsku, kdy bylo použito vápencové drti, která byla vpravena do vrtů s vodním výplachem. V sedmdesátých letech se touto problematikou velmi rozsáhle začal ve Švédsku zabývat Broms a Boman. Souběžně z výzkumem ve Švédsku probíhaly - 62 (175) -


testy v Japonsku (Okumura, Terashi). Technologie vyvíjené v Japonsku vycházejí z použití vápenné či cementového kaše (suspenze). Velký rozvoj vápenných či cementových pilířů nastává v devadesátých letech minulého století, kdy se v Japonsku používá cementu (Cement Deep Mixing). V 60. letech 20. století byly odstartovány pokusy v USA s vysokotlakou injektáží vápna v podobě vápenného mléka s obsahem vody 70-80 %. Z publikovaných statí lze usoudit , že mléko z hašeného vápna je vtlačováno do prasklin a puklin v jílu. Z těchto míst pak vápenné ionty pomalu migrují do okolní zeminy. Bohužel je vápno nerovnoměrně rozprostřeno jak ve svislém , tak vodorovném směru. Shrneme-li jednotlivé technologie zjistíme, že existuje celá řada modifikací. Nejprve to byla tedy technologie hloubkového stabilizace vápnem (Deep Lime Mixing – DLM), následně se začalo používat cementu (Cement Deep Mixing – CDM). V Japonsku vyvíjená metoda za použití práškového vápna nese označení Deep Jet Mixing – DJM. Technologie, které se ubírají směrem kombinace mechanického a tryskového mísení mají zase označení JACSMAN (Jet and Churning System Stabilization). Anebo se můžeme setkat z obecným označením pro hloubkovou stabilizaci – Deep Soil Mixing (DSM) nebo Deep Mixing Method (DMM). Obecně se však pořád jedná o hloubkové mísení, a to jak u mechanického zlepšení používajících hřídelové mísící zařízení nebo u tryskového, které využívá hydraulickou sílu pro zajištění promísení zeminy s pojivem. Díky těmto technologiím dochází tedy k vytvoření relativně stejnoměrného sloupu, který má ve většině případů průměr odpovídající průměru mísícího zařízení. Obvyklé průměry jsou v rozmezí 50 – 60 cm do hloubky cca 20 m 〈obrázek 5.17〉. V současné době se velmi často používá vícenásobných mísících zařízení 〈obrázek 4.18〉, kdy můžeme velmi efektivně zlepšovat velké plochy. V Japonsku jsou zařízení pro vytvoření pilíře o průměru až 3.5 m, a to v obvyklých hloubkách 10 – 40m. V některých publikací je uvedena hloubka až 70 m. Pro hloubkovou stabilizaci se nejčastěji tedy používá vápno a to jak hašené tak nehašené a buď ve formě prášku nebo mléka. Pro vytváření sloupů je většinou používáno práškové nehašené vápno. V jílech s vysokou vlhkostí je vhodné do vápna přimíchat určitý typ hygroskopické látky , která by napomohla k absorpci vody. Pokud je obsah vody v zemině malý, pak je vhodné použít již vyhašené vápno. Použijeme-li vápno s jílovitou zeminou s vysokým obsahem vody dochází k chemickým reakcím a fyzikálním změnám. To zahrnuje výměnu kationtů, zhušťování iontů, flokulaci (vločkování), shlukování a puculováná cementace. První proces, který probíhá, je reakce mezi oxidem vápenatým a vodou (5.22):

CaO + H 2 O = Ca (OH ) 2 + teplo

(5.22)

Pro další reakce je však důležité, aby byl obsah vody ve vytvořeném sloupci dostačující pro vyhašení aplikovaného vápna, protože po odpaření vody vlivem exotermické reakce, musí být dostatek vody pro reakci vápenných iontů s jílovými minerály. Z výsledného hydroxidu vápenatého „Ca(OH)2“ vápenné ionty postupně prostupují zeminu ve sloupu, čímž dochází k celkové změně její

- 63 (175) -

č. 5


struktury. Kromě změny v promísené zemině dochází i ke změně v okolí sloupu v důsledku migrace částic do jeho okolí. Jako dostatečné množství vápna se uvažuje 0,75-1 % suché váhy zeminy.

Typy mísících zařízení

Vícenásobné mísící zařízení Chlost (1985) uvádí kombinaci vápna se sádrou , která se osvědčila především v severských státech. Přimícháním sádry sice dochází ke zpomalení nárůstu pevnosti, ale výsledná pevnost je vyšší. Mezi nejčastěji používané poměry vápno/sádra patří poměr 50/50 a 75/25. V praxi se tedy volí poměr 50/50 u dočasné stabilizace (jámy) a poměru 75/25 pro dlouhodobou stabilizaci zeminy. Chlost uvádí, že vápno či směs vápno/cement se zpravidla mísí se zeminou 3 – 10% suché váhy.

- 64 (175) -


Další kombinací je směs vápna s cementem, čímž se dosáhne na rozdíl od směsi vápna se sádrou k rychlejšímu nárůstu pevnosti 〈obrázek 5.19〉 oproti stabilizaci pouze vápnem. Obecné složení je: CaO

60 – 65%

SiO2

20 – 25%

Al2O3

7 – 12%

Smyková pevnost pro různě zeminy smíchané z vápnem a cementem v poměru 25%/75% ve třech časových obdobích (Hartlen a Holm, 1995) Dle přehledu o metodách zlepšení publikovaných americkou asociací stavebních inženýrů (1997) můžeme nalézt informace o vlastnostech pilířů vápeno cementových (Broms, 1991): o

Smyková pevnost narůstá již během jedné až dvou hodin po dokončení pilíře

o

Smyková pevnost se zvýší 10 až 50 ti násobně

o

Smyková pevnost narůstá v čase (měsíce). Třetina konečné smykové pevnosti se přibližně dosáhne po jednom měsíci a ¾ finální pevnosti po třech měsících

o

Se zvyšujícím indexem plasticity zeminy se vyžaduje větší množství přísady

o

Stlačitelnost se redukuje

o

Citlivost zeminy je nízká (1-3)

o

Mez plasticity se zvyšuje

o

Index plasticity se snižuje

o

Propustnost se zvýší o 100 až 1000 násobek u vápenných pilířů, u vápeno-cementových je zvýšení propustnosti o něco menší

- 65 (175) -

č. 5


V Japonsku, jak již bylo zmíněno, se používá jen samotný cement - CDM. Obdobně jako v předchozích případech se podílí na výsledných vlastnostech zeminy stabilizované cementem samotná zemina, množství cementu, vodní součinitel cementové směsi , kvalita promísení zeminy s cementem, prostředí zrání směsi a stáří cemento-zeminové směsi. Poměr injekční směsi ku zemině je 0.2 u jílu až po 0.7 pro materiály skládek. Poměr voda/cement v pojivu je 0.2 – 0.5. Realizované stavby v Japonsku zároveň poukázaly na skutečnost, že lze použít nejen sladkou vodu, ale i mořskou. V přehledu americké asociace stavebních inženýrů (1997) opět můžeme najít základní přehled o vlastnostech cementové hloubkové stabilizace: o

Výsledná únosnost je nejvíce ovlivňována typem zeminy (při použití stejného způsobu úpravy u různých typů zemin byl poměrně vysoký rozptyl dosažených pevností). Na 〈obrázku 5.20〉 je vyhodnocení výsledků únosnosti podzemních stěn v jílovitých , písčitých a štěrkovitých zeminách z mnoha různých konstrukcí. Je z něho patrné, že v každé zemině došlo ke zvýšení únosnosti společně se zvýšením množství cementu. U jemnozrnných je však výsledný efekt mnohem nižší než je tomu v zeminách sypkých. Saito (1980) uvádí závislost mezi smykovou pevností (τ0) při nulovém normálovém zatížení (smyková krabicová zkouška) a pevností v tlaku (qu) po 28 dnech vztahem:

τ 0 = 0.53 + 0.37q u − 0.0014q u2

(q

u

)

≤ 60kg / cm 2 (5.23)

o

Propustnost zemního prostředí zlepšeného cementem se pohybuje v rozmezí 10-7 až 10-9 m/s. Pro dosažení nižší propustnosti se doporučuje přidat bentonit či bentonit-jílovitou suspenzi. Tím dojde ke snížení propustnosti na hodnoty nižší než 10-9 m/s.

o

Modul pružnosti (E) úměrný tlakové únosnosti (qu) a to v poměru 350 až 1000 (např. u jemnozrnných zemin s obsahem písčitých částic méně než 10 až 15 % je poměr E a qu mezi 400 až 600).

o

Poissonovo číslo je přibližně 0,5 pokud je vzorek zatěžován za neodvodněných podmínek a při jiných zatěžovacích podmínkách se pohybuje mezi 0,3 až 0,45

- 66 (175) -


Pevnost zeminy zlepšené cementem (Taki a Yang, 1991) Principy návrhu Lokální zlepšení:

Teorií navrhování pilířů prováděných systémem jediného šnekového vrtáku (viz. 〈obrázek 5.17〉) se zabývali K. G. Assarson, B. Broms, S. Granholm a K. Paus. Při odvozování své teorie vychází z poznatků přenosu zatížení pláštěm vrtaných pilot. Uvádí tedy, že při přenosu sil se projeví z pilíře do okolní zeminy hlavně tření a nepočítá se s únosností na patě pilíře. Z jejich poznatků dále plyne, že přenos pláštěm pilíře není po celého jeho výšce, ale odehrává se z počátku obzvláště na krátké délce ve spodní části pilíře. S postupem času jak se zvyšuje smyková pevnost jílu v důsledku konsolidace se navíc snižuje. Autoři z toho pak odvozují důležitý závěr, že pilíř a okolní zemina budou fungovat jako jeden celek a tudíž sedání těchto dvou prvků nebude od sebe významně lišit.

Mezní únosnost pilířů Vyjdeme-li opět z práce předchozích autorů, lze popsat únosnost pilířů následovně: o

Smyková únosnost stabilizovaného jílu je nejnižší ihned po promísení s vápnem. Je to způsobeno přetvořením struktury zeminy během mísení. Tato pevnost však s časem roste (po jednom roce může dojít až k 5000 %-nímu nárůstu). Pro stanovení smykové pevnosti Broms a kol. použili statickou zatěžovací desku Výsledky zkoušek opět vyústili v korelační vztah mezi maximálním zatížení a smykovou pevností, kde mezní únosnost je přibližně 7.5 násobek neodvodněné smykové pevnosti (cu) materiálu pilíře . Hodnota 7.5 byla ověřena i teoretickými propočty.

- 67 (175) -

č. 5


o

Únosnost sloupu není určena pouze tlakovou pevností materiálu , ale je také ovlivněna zemním tlakem okolní zeminy.

o

Pevnost v prostém tlaku odpovídá dvojnásobku neodvodněné smykové pevnosti materiálu pilíře (Mohr-Coulombovo zobrazení).

Na závěr této části zprávy autoři upozorňují, že vztahy uvedené výše se dají použít pouze pro hrubé kalkulace. Únosnost a smyková pevnost zlepšené zeminy musím být zkontrolována polními zkouškami (např. statickou penetrací, statickou zatěžovací zkouškou). V posledním souvětí odstavce části „Principy návrhu“ je uvedeno, že pilíř a okolní zemina působí jako jeden celek. Další informaci k tomuto problému najdeme v Chlostovi (1985), který zmiňuje, že vápenné pilíře a okolní zemina se chová jako blok, je-li vzdálenost mezi pilíři menší než 1.5 až 2.0 m. Vnější zatížení je pak přenášeno do okolní zeminy obvodem fiktivního bloku, kde se aktivuje obvodové smykové napětí (τobv). Ze stejné podmínky se vychází při stanovení sedání zlepšené oblasti.

Obvodové smykové napětí Přerozdělení přenosu vnějšího zatížení po obvodu bloku nebo do paty je v podstatě závislé na velikosti zatížení. Pokud je zatížení malé, tak hlavní silový tok směřuje po obvodě bloku 〈obrázek 5.21〉. S postupem času a vzrůstajícím zatížením dochází i přenosu patou bloku.

Schéma přenosu zatížení po obvodě bloku (Broms a kol.) Pokud smykové napětí na obvodu bloku nepřesáhne smykovou únosnost okolní zeminy, pak celý blok bude sedat rovnoměrně bez značných diferencí. Obvodové napětí pak získáme ze vztahu

- 68 (175) -


τ obv =

c q.B.L ≤ u 2(B + L )H f b

(5.24)

kde fb

součinitel bezpečnosti (= 1.5)

Sedání Celkové sedání je dáno sednutím stabilizovaného bloku (∆h1) a sednutím zeminy pod patou stabilizovaného bloku (∆h2) - 〈obrázek 5.22〉.

Schéma k výpočtu celkového sedání (Broms a kol.) Sednutí ∆h1 se počítá tedy za předpokladu, že sednutí pilířů je stejné se sednutím zeminy v jejich okolí. Tento předpoklad je splněn, protože požadovaná délka pilířů je pro přenos zatížení poměrně krátká. Broms a kol. uvádí dva přístupy ke stanovení celkového sednutí. Obecně oba dva přístupy předpokládají, že výsledné sednutí ∆h1 je dáno součtem sednutí pilířů a zeminy mezi nimi. Sednutí neboli stlačení jednoho pilíře může zapsat pomocí rovnice (5.25):

∆h1, P =

σ PH EP

(5.25)

kde σP

svislé napětí působící na pilíř

H

délka pilíře

EP

modul pružnosti pilíře (dle Bromse EP = 250cu)

Sednutí neboli stlačení zeminy v okolí pilíře zapíšeme rovnicí (5.26):

∆h1, Z =

σZH EZ

(5.26)

kde

- 69 (175) -

č. 5


σZ

svislé napětí působící na zeminu v okolí pilíře

H

délka pilíře

EZ

oedometrický modul okolní zeminy

Převedeme-li daný problém na „n“ pilířů a vyjdeme-li z předpokladu stejného sednutí pilíře i zeminy v okolí (tzn. zeminy omezené pilíři) dostaneme rovnici (5.27):

q1 BL q Z BL = nAP E P (BL − nAP )E Z

(5.27)

zavedeme-li dále parametr „a“ vyjadřující poměrné zastoupení plochy pilířů vůči celkové ploše (5.28):

a=

nAP BL

(5.28)

a provedeme-li dílčí matematické operace získáme výsledný vztah pro výpočet sednutí ∆h1:

∆h1 =

qH aE P + (1 − a )E Z

(5.29)

kde

aE P + (1 − a )E Z = E

(5.30)

je ekvivalentní modul celého bloku. Jestliže však nebude splněna podmínka

Q fl ∆h1 < H AP E P

(5.31)

kde Qfl

síla na mezi kluzu (Broms uvádí, že Qfl ≈ 0.70Qult),

pak nelze použít předchozí postup a musel by se použít druhý přístup (viz. přednášky). Sednutí silně stlačitelného podloží (např. vodou nasycené jíly) ∆h2 se vypočte pro výše popsaný případ, jako sednutí podloží pod dnem stabilizovaného bloku od celkového zatížení „q“. Sednutí ∆h2 se pak spočte tak, že vrstva pod dnem bloku se rozdělí na podvrstvy, které se zatíží příslušným zatížením. Toto zatížení s hloubkou klesá a roznáší se po sklonem 2:1 (viz. 〈obrázek 5.22〉). Z pohledu sedání, které má vliv na změnu vnitřních sil v horní konstrukci je rozhodující diferenciální sedání. Pro stabilizovaný blok je diferenciální sednutí ∆δ mezi okrajem a středem bloku způsobeno smykovými deformacemi v rámci nezlepšené zeminy mezi jednotlivými sloupy. Pro stanovení diferenciálního sedání ∆δ se předpokládá, že sloupy jsou tuhé a nebudou tedy přispívat k diferenciálnímu sednutí. Úhlové přetvoření „α“ se, pak bude v tomto případě narůstat lineárně se smykovým napětím na obvodě bloku (τ).

- 70 (175) -


α=

τ GB

(5.32)

kde GB

průměrný smykový modul nestabilizované zeminy mezi pilíři

Maximální úhlové přetvoření „αmax“ nastane pro τ = τobv. Pro dlouhé a úzké stabilizované bloky (B << L) při konstantním rovnoměrném zatížení můžeme spočítat „GB“ z rovnice

GB =

B G (B − nD ) Z

(5.33)

kde GZ

smykový modul okolní zeminy (jílu)

Poté ekvivalentní smykový modul α = t/Gb , kde Gb je ekvivalentní smykový modul , který bere v úvahu mírnou deformovatelnost sloupů. Kompaktní zlepšení:

V předchozím popisu principů návrhu pilířů ze stabilizované zeminy se vycházelo z předpokladu, že se jedná o osamělé pilíře, i když se za určitých podmínek řešil ekvivalentní stabilizovaný blok. Stejnorodějšího bloku však lze dosáhnout i pomocí vícenásobných šnekových zařízení 〈obrázek 5.18〉.. Princip návrhu je obdobný s návrhem dle Bromse a kol. Zlepšená oblast je nahrazena ekvivalentním stabilizovaným blokem, pro který se určí ekvivalentní parametry. Čím je hustší rastr zlepšení, tím se ekvivalentní parametry blíží vlastnostem zlepšeného materiálu. Posouzení pak spočívá ve vyšetření vnější a vnitřní stability celého systému. Vnější stabilita v sobě zahrnuje posouzení bloku na posunutí, překlopení a únosnosti v základové spáře. Síly působící na stabilizovaný blok jsou na 〈obrázku 5.24〉. Vnitřní stabilita se týká posudku, zda nedojde překročení pevnosti bloku v tlaku a smyku 〈obrázek 5.23〉.

Vnitřní stabilita - smyk (CDM, 1994)

- 71 (175) -

č. 5


Síly působící na blok (CDM, 1994) Provádění hloubkové stabilizace

Vlastní provedení pilíře či zóny zlepšené zeminy závisí na použitém zařízení. Osamělé sloupy se provádí pomocí jedné tyče se speciálně upravenou hlavou 〈obrázek 5.17〉. Toto soutyčí s hlavicí se pak zavrtá (cca rychlostí 100 mm/otáčku) na projektovanou hloubku a následuje zpětný chod soutyčí za současného vhánění práškového vápna pod tlakem vzduchu (až 0.7 MPa). Mísení již probíhá za podstatně menší rychlosti (cca 25 mm/otáčku). Vápno je do podloží dopravováno středem dutého soutyčí. Po provedení pilíře se mechanismus přemístí na další pozici pilíře a zopakuje se postup až do konečného rastru. Obdobný postup zhotovování je u vícenásobných soutyčí se šneky. Vnášení (injektáži) vlhkého pojiva se opět provádí vnitřkem dutého průběžného spirálového vrtáku. Vnášení pojiva se provádí jak při zavrtávání tak při vytahování spirály. Rychlost zavrtávání/vytahování je v rozmezí 0.2 – 2.0 m/min. Tato technologie umožňuje provádět při jedné pozici stroje větší bloky, systémy zlepšené zeminy. Z hlediska použitelnosti vícenásobných mísících soutyčí se začaly vyrábět různé modifikace. Firmy vyrábí i stroje, které vytváří liniové zlepšení. Tyto stroje pak mají své uplatnění nejen při zlepšování podloží, ale slouží i ke zhotovování pažících konstrukcí, kdy se vytvoří stěna tvořená zlepšenými pilíři. Nebo se toto uspořádání užívá pro realizaci těsnících clon, stěn apod. V České republice dle dostupných informací nebyla tato technologie úpravy zemin v pravém slova smyslu použita. V českých podmínkách se spíše používá pro vytvoření pilíře zlepšené zeminy tryskové injektáže. V tomto případě však nedochází k rozrušení zeminy mechanicky, ale rozřezáním tlakovým paprskem.

- 72 (175) -


5.4

Zhutňování

Zhutňování zemin je proces, na jehož konci je zemní materiál s novými fyzikálně, mechanických vlastnostech. Vlivem hutnících účinků dochází na jedné straně ke zvýšení pevnosti materiálu a na druhé ke snížení stlačitelnosti a propustnosti. Dále dochází ke zvýšení odolnosti zemní konstrukce vůči mechanickým a klimatickým účinkům. Tohoto efektu je docíleno dodáním vnější energie, která způsobí změnu struktury materiálu – částice mění svoji polohu, orientaci, dochází k nárůstu počtu kontaktů, a tím pádem ke snížení pórovitosti. Energie vyvozované na strukturu materiálu je buď charakteru statického, vibračního anebo dynamického. Na základě charakteru a intenzity hutnících účinků můžeme danou problematiku rozdělit do dvou oblastí. První oblast se týká zhutňování povrchové vrstvy podloží či jednotlivých vrstev při budování zemní konstrukce (např. násyp). Vyvozená intenzita hutnících účinků (hutnící válce, desky, pěchy apod.) již tedy není schopna ovlivnit strukturu zeminy do větší hloubky. Při použití standardního hutnících prostředků se jedná o mocnost do 0.6 - 1.0 m. O problematice spojené s touto tématikou bude pojednáno v kapitole 4.4.1 Povrchové zhutňování. Potřebujeme-li však upravit zemní prostředí do větší hloubky volí se tzv. hloubkové zhutňování. Pomocí této technologie jsme již schopni upravit vlastnosti geomateriálu o velkých mocnostech. Hloubkové zhutňování se nejvíce používá při úpravě podloží. Dle aplikované technologie a charakteru zhutňovaného materiálu můžeme dosáhnout hloubek kolem 50 m. Podrobněji je tato problematika popsána v kapitole 5.4.2 Hloubkové zhutňování.

5.4.1

Povrchové zhutňování

Zhutňování patří mezi jedny z nejstarších technologií. První teoretické poznatky jsou z roku 1933, kdy byly publikovány poznatky Proctorem, který se zabýval požadavky na míru zhutnění silničních násypů a definoval tzv. standardní zhutnění. K tomu použil zařízení, které se používá dodnes a i zkouška, která se provádí nese i jeho název – Proctor standard (PS). Standardní zhutnění je tedy definováno těmito parametry: o

závaží o hmotnosti 2.5 kg

o

počet vrstev 3

o

výška pádu 30 cm

o

vnitřní průměr válce 10 cm

o

výška válce 11.5 cm

což odpovídá energii 0.585 J.cm-3. Tato velikost energie je standardem pro porovnání zhutňovacích účinků ve většině státu světa. Při vlastní Proctorově zkoušce dochází k zhutňování zeminy při různých vlhkostech a typickým výstupem této zkoušky je čára zhutnitelnosti zeminy 〈obrázek 5.26〉.

- 73 (175) -

č. 5


Křivka zhutnitelnosti zeminy Výsledkem zkoušky jsou dva parametry, které nám vypovídají o zhutnitelnosti zeminy. Je to optimální vlhkost „wopt,“ při které se dosáhne maximální objemové hmotnosti suché zeminy „ρd,maxopt „. Vrchol křivky zhutnitelnosti je rozhraním mezi tzv. suchou a mokrou větví. Suchá větev představuje stav, kdy „w < wopt“ a mokrá „w > wopt.“. Tato problematika bude podrobněji popsána v další časti. Vraťme se však ještě na chvíli k parametrům „wopt“ a „ρd,maxopt“. Rozsáhlejším počtem zkoušek se ukázalo, že každý typ zeminy má svoje parametry odpovídající standardnímu zhutnění. Typické křivky zhutnitelnosti pro jednotlivé zeminy jsou na 〈obrázek 5.26〉. Na 〈obrázku 5.25〉 a 〈obrázku 5.26〉 je kromě křivek zhutnitelnosti vyznačena čára spojující body se stupněm nasycení pórů vodou Sr = 1.0. Obdobně jako parametry zhutnění, je i tato čára specifická pro každou zeminu, protože je odvislá od specifické hmotnosti. Čára s Sr = 1.0 je hranice teoreticky možného zhutnění zeminy při dané vlhkosti. Stejným způsobem může být pro danou zeminu vykreslena čára se stupněm nasycení menším než 1.0 (např. Sr = 0.95). Problematikou spojenou se zhutňováním zabýval v naší republice, potažmo před rokem 1993 i na Slovensku, Klablena (1973, 1984). Z jeho práce vyplývá několik důležitých poznatků. Jedním z nich je vliv energie zhutnění na zhutnitelnost geomateriálu. Tento efekt bude popsán na konkrétním příkladu – Vliv měrné energie hutnění na zhutnitelnost sprašové hlíny 〈obrázku 5.27〉 .

- 74 (175) -


1. Sandy Gravel (štěrk písčitý)

4. Sandy silt (hlína písčitá)

2. Gravel – Sand (Štěrk-písek)

5. Clay (jíl)

3. Uniform sand (stejnozrnný písek)

Křivky zhutnitelnosti různých zemin (fa. BOMAG)

Vliv měrné energie hutnění na zhutnitelnost sprašové hlíny (Krutov, Ejduk, 1981) Z grafu na 〈obrázku 5.27〉 vyplývají následující závěry: 1. nejefektivnějšího zhutnění dostaneme při optimální vlhkosti – křivka 1. Z průběhu křivky je patrné, že ani zvyšující energie nám již výrazně nezvýší objemovou hmotnost sušiny. 2. zhutňování na suché větvi křivky zhutnitelnosti – křivky 2 a 4. Při vlhkostech menších než wopt není prakticky možné dosáhnout dobrého

- 75 (175) -

č. 5


zhutnění. Křivka 2 ukazuje, že při zvyšování energie se blíží optimálnímu zhutnění, ale na úkor efektivity. U křivky 4 již není prakticky možné dosáhnout přiměřeného zhutnění. 3. zhutňování na mokré větvi křivky zhutnitelnosti – křivka 3. Průběh křivky 3 je značně monotónní. Sice dosáhneme rychlého nárůstu objemové hmotnosti suché zeminy při malé energii, ale zvyšující se již výrazně nemění. Příčinou je krátkodobé působení zhutňovacích účinků (např. pojezd válce), kdy při daném stupni nasycení a krátkodobém účinku není umožněno oddrénování vody z póru materiálu, a proto se již výrazně nemění objemová hmotnost. Později se však ukázalo, že požadavek standardního zhutnění, které odvodil Proctor pro silniční plochy, je nedostatečné pro kritérium pro více nádobně zatížené konstrukce (letištní plochy). Proto byl pro tyto stavby zavedena tzv. modifikovaná zkouška zhutnitelnosti – Proctor modifikovaný (PM). Oproti PS je energie u PM 2.685 J.cm-3. Zvětšením energie dojde zároveň ke změně optimálních parametrů. Objemová hmotnost suché zeminy se zvětší a naopak optimální vlhkost poklesne 〈obrázek 5.28〉.

Srovnání výsledků PS a PM (Šimek, Klablena) Z 〈obrázku 5.28〉 vyplývá i důležitá skutečnost, že optimální parametry závisí na energii zhutnění. V předchozím textu bylo zmíněno o suché a mokré větvi. Suchá větev představuje stav, kdy množství pórů zeminy je vyplněno menším množstvím vody, než je tomu u optimálních parametrů. To má samozřejmě vliv na chování zhutnění zeminy. Zeminy hutněné jsou v této části křivky zhutnitelnosti problematické z hlediska prosedání vlivem následného provlhčení za působícího přitížení. V praxi se s tím můžeme například setkat při hutnění vrstev násypu v suchém období a následném prosycení srážkovou vodou. Proto musí být zeminy s nízkou přirozenou vlhkostí přivlhčovány tak, aby při zhutňování byla vlhkost blízká wopt. A co se děje při hutnění na mokré větvi? Z hlediska struktury zeminy, oproti suché větvi (částice jsou neuspořádané), části vytvářejí usměrněné shluky částic s vodou. To má za následek, že se při zhutňování (krátké působení zatížení) vytváří zvýšený tlak v pórech zeminy. Ke stlačení dojde tedy jen v rámci částečného stlačení vzduchu v pórech. Při odlehčení, lze - 76 (175) -


pak sledovat „nadzdvihnutí“ zhutněné vrstvy způsobené expanzí stlačeného pórového tlaku. S postupem času dochází k jeho rozptylování, které však trvá několik minut až hodin. Kdybychom přejeli krátce po předchozím zhutnění, nedocílíme požadovaného zhutnění. Pro eliminace tohoto jevu se doporučuje provést tzv. prodlevy mezi zhutňovacími cykly 1 – 2 hodiny. Vlivem časových prodlev se zbýval Vokřál (1981), který patří mezi odborníku na tuto problematiku v České republice. Z provedených zhutňovacích pokusů prováděných na stavbách je patrný vliv časových prodlev 〈obrázek 5.29〉.

Vliv časového režimu hutnění na výsledný stupeň zhutnění (Vokřál) Z toho tedy plyne, že při zabudování zeminy do konstrukce je nutné hlídat vlhkost zeminy v blízkosti wopt. Turček (1991) ve své publikaci uvádí, že rozeznáváme tři skupiny zemin, v nichž je zohledněn přijatelný rozptyl vlhkostí: o

zeminy s optimální vlhkostí w = wopt ± 0.1 wopt

o

zeminy se zvýšenou vlhkostí wopt ± 0.1 wopt ≤ w ≤ wpříp

o

převlhčené zeminy w > wpříp

A dle Gschwendta (1981) jsou orientační hodnoty přípustné vlhkosti (wpříp) s ohledem na potřebnou míru zhutnění uvedeny v tabulce 5.2. Účinnost zhutnění je tedy odvislá od její velikosti a způsobu jejího dosažení. Z hlediska vyvození zhutňovacích účinků rozeznáváme čtyři způsoby: o

Hnětení – charakteristické jsou značné a početné smykové deformace při zhutňovaní. Tyto účinky jsou dosaženy pomocí tzv. ježkových válců. Jedná se o ocelové válce s trny, které pronikají hlouběji do zeminy.

o

Dusání – charakteristické krátkodobým účinkem zatížení. Je to obdoba PS. Používají se k tomu ruční pěchy, zhutňovací desky. Tento způsob hutnění se uplatňuje při hloubkové dynamickém zhutňování.

o

Vibrace – vibracemi dochází k rozkmitání částic zeminy, které zaujímají novou těsnější polohu. K vyvození těchto účinků se používají vibrační desky, vibrační válce (povrchové zhutňování) anebo hloubkové vibrátory (hloubkové zhutnění).

o

Statické – oproti předchozím způsobům se předpokládá dlouhodobější působení vyvozeného účinku, dochází i k menším smykovým - 77 (175) -

č. 5


přetvořením. Tomuto účinku se v praxi blíží pneumatické válce, ale při hutnění zemin již nemají takové uplatnění, na stavbě je lze dosáhnout při pojezdu dozeru. Mezi statické účinky patří i samozřejmě konstrukce konsolidačního násypu. Tabulka 5.2: Orientační hodnoty přípustné vlhkosti Požadovaná míra zhutnění

Charakter zeminy

95% ρd,max

100% ρd,max

Písek prachovitý

1.60 wopt

1.35 wopt

Písčitá hlína

1.35 wopt

1.25 wopt

Hlína

1.30 wopt

1.15 wopt

Jíl písčitý

1.20 wopt

1.10 wopt

Pro dosažení požadované míry zhutnění se v praxi používají hutnící prostředky (samojízdně nebo tažené válce), které vesměs kombinují jednotlivé způsoby, přičemž vždy jeden z nich převládá. Typ hutnícího prostředku je závislý od charakteru zhutňované zeminy. U soudržných zemin dosáhneme kvalitního zhutnění prostředky, které jsou schopny vyvodit normálová a smyková napětí. Tomu nejlépe odpovídají pneumatikové válce. Jejich použití je však omezeno vlhkostí zeminy, protože při vyšších vlhkostech, dochází ke snížení jeho průjezdnosti. V současnosti se hledají „univerzální“ hutnící prostředky, které jsou schopny pokrýt široký rozsah materiálů. Tímto prostředkem se stávají vibrační válce, které se používají i pro hutnění jemnozrnných zemin, i přes to, že se jedná o vibrace. V tomto případě je samozřejmě rozhodující vlastní tíha válce ke které se přičítají tlakové pulzy od kmitajícího běhounu. Vzhledem k šířce běhounu je však nutné zajistit dobře urovnaný povrch zhutňované vrstvy, aby nevznikly nedohutněná místa. Požadovaného zhutnění sypkých, hrubozrnných zemin dosáhneme setřesením struktury. Toho dosáhneme opět vibračním válcem. V současné době se tedy jedná o nejpoužívanější hutnící prostředek. Pro dosažení požadované míry zhutnění musíme mít na zřeteli následující technologické parametry: o

Typ zhutňovacího stroje

o

Tloušťka zhutňované vrstvy

o

Počet pojezdů

o

Rychlost pojezdu

o

Překrytí stop stroje

Kombinací těchto parametrů získáme optimální zhutnění zeminy. Pro jejich určení u menších staveb vycházíme o odborného odhadu, který si však může dovolit jen ten, kdo má za sebou již řadu realizovaných staveb a setkal se na nich s těmito podmínkami. U větších staveb se vždy provádí hutnící pokus. Ve své podstatě jde o model hutnění v měřítku 1:1, kdy sledujeme vliv jednotli-

- 78 (175) -


vých technologických parametrů (převážně tloušťka vrstvy, počet pojezdů). Výsledkem je návrh technologie ukládání a hutnění zeminy do zemní konstrukce. Při volbě technologických parametrů se můžeme orientovat i pomocí dalších poznatků, které byly získány během vývoje této technologie. Ve většině případů jsou primárně k dispozici informace o hutnícím prostředku, který může být použit na stavbě. Tím máme definovaný první technologický parametr, na jehož základě si můžeme odvodit některé ze zbývajících: Tloušťka zhutňované vrstvy:

Dle charakteru hutnícího prostředku můžeme stanovit optimální mocnost zhutněné vrstvy. Například pro hladké válce je doporučena optimální mocnost u jemnozrnných zemin:

H 0 = 0.09

G r š

[cm]

G r š

[cm]

(5.34)

a u sypkých, hrubozrnných:

H 0 = 0.12 , kde

G

tíha válce [N]

š

šířka běhounu [cm]

r

poloměr válce [cm]

(5.35)

Zároveň nesmíme opomenout otázku maximální velikosti zrna zhutňované vrstvy. Dle Forssblada se doporučuje dodržet omezení definované v rovnici (5.36): ⎛1 2⎞ Dmax ≤ ⎜ ÷ ⎟ H 0 ⎝ 2 3⎠

(5.36)

U přehradních zemních konstrukcí je toto kritérium přísnější a dle ČSN 73 6850 je povoleno maximální zrno podmínkou: Těsnící jádro Kamenitá sypanina

Dmax ≤

1 H0 5

(5.37a)

Dmax ≤

3 H0 4

(5.37b)

Volba počtu pojezdů válce:

I zde platí, že méně nebo více je na škodu zhutnění. Při menším počtu pojezdů je materiál nedohutněn, protože jsme do něj neinvestovali potřebnou energii. Vyšší počet je již neefektivní a někdy může způsobit nakypření přípovrchové vrstvy (stejnozrnné písky, štěrky). Proto je potřeba zvolit optimální počet pojezdů. Vokřál udává počet pojezdů mezi čtyřmi až osmi, přičemž šest pojezdů vyhovuje ve většině případů. Překrytí stop stroje:

- 79 (175) -

č. 5


Aby došlo k optimální zhutnění v celé ploše konstrukce, je nutné navrhnout dráhu pojezdu válce. Jeden z příkladů je na 〈obrázku 5.30〉, kdy dochází k překrytí jednotlivých stop o polovinu šířky stopy. Tímto postupem si vlastně vytváříme časovou prodlevu mezi jednotlivými pojezdy.

Postup zhutňování (Vokřál)

5.4.2

Hloubkové zhutňování - Hloubkové dynamické zhutňování

Zhutňování zemin je velmi stará metoda, kterou lidstvo využívalo pro úpravu zemin. Určité zmínky o úpravě zemin hloubkovým hutněním můžeme nalézt již v římské říši či později ve Spojených státech amerických v době občanské války. V dřívějších dobách se však jednalo o ojedinělé aplikace bez teoretických podkladů. Rozvoj této metody pak nastává až v 70 letech minulého století. V současné době se asi nejčastěji používá DDC ve Spojených státech amerických. V naší republice byla již tato metoda rovněž použita, a to např. ve Spolaně Neratovice, kde se provádělo navýšení skladovacích ploch pro toxický odpad. Použila se zde 15-ti tunová deska, která se spouštěla z výšky 20 m v rastru 2.5 x 2.5 m. Názorným příkladem principu této technologie je 〈obrázek 5.31〉, kde jsou vidět krátery, které vzniknou při použití DDC.

- 80 (175) -


Hloubkové dynamické zhutňování Hlavním cílem DDC je upravit velmi stlačitelné a málo únosné zeminy, a to jak nad tak i pod hladinou podzemní vody. Výsledkem DDC je zvýšení pevnosti a snížení stlačitelnosti zeminy. Tohoto efektu je dosaženo dynamickými účinky, které jsou vyvozeny pádem závaží z předem definované výšky. Energie pádu (potenciální energie) je při dopadu závaží přeměněna na vibrační, která je přenesena vibracemi do zeminy 〈obrázek 5.32〉. Úprava vlastností zemin tímto způsobem tedy spočívá v spouštění závaží volným pádem z předem definované výšky na povrch zlepšovaného podloží. Hmotnost padajícího závaží se ve většině případů pohybuje od 5t do 32t a výška pádu od 5m do 30m. Míra zlepšení je tedy dána mírou energie (tj. hmotnost závaží, výška pádu a počet úderů) a dále hustotou lokalizace úderů (tj. vzdálenosti úderů). Dalším otazníkem pak je, do jaké hloubky (h) dojde ke zlepšení popř. jaký je účinek do stran (α). Za zakladatele DDC lze považovat Louise Menarda, který koncem šedesátých letech 20. století prováděl výzkum řešící tuto problematiku.

- 81 (175) -

č. 5


Princip hloubkového dynamického zhutňování (Lukáš, 1995) Principy návrhu

Výzkum vedený Menardem (1973) ukázal, zhutněná hloubka je funkcí energie pádu závaží a vyjádřil ji rovnicí:

h = c.s. W .H

(5.38)

kde h

hloubka ovlivněná dynamickým zhutněním

c

součinitel útlumu rychlosti

s

součinitel útlumu zeminy (0.3-1.0)

W

hmotnost závaží

H

výška pádu závaží

V tabulce 5.3 převzaté od firmy Menard Soiltreatment můžeme nalézt základní informace o typu zařízení, jeho parametrech (H, W a E) a hloubce maximálního dosahu vlivu vyvozené energie. Otázkou týkající se roznosu hutnících účinků do stran se zabýval Stiehler (1986), který definoval roznášecí úhel pro některé typy zemin, které jsou shrnuty v tabulce 5.4. Úhel roznosu v tabulce 5.4 udává Stiehler od svislice pod hranou.

- 82 (175) -


Tabulka 5.3: Srovnání jednotlivých typů strojů Výška pádu

Hmotnost závaží

Energie

H

W

E

Označení

Ovlivněná hloubka h

[m]

[t]

[tm]

[m]

10

10

100

≤9

20, 25

20

400, 500

Mega stroj

30

25

750

≤ 14

Trojnožka

40

40

1600

≤ 20

Giga stroj

20

200

4000

≤ 30

Pásový jeřáb

Tabulka 5.4: Roznášecí úhly dle Stiehlera Úhel roznosu

Typ zeminy

[°] 20 – 25

soudržné, nasycené vodou

15 - 20

soudržné, nenasycené vodou

Rovnice (4.38) pak byla později upravena na tvar:

h = n. W .H

(5.38a)

kde n

empirický koeficient (n < 1)

Empirický koeficient „n“ byl získán z vyhodnocení výsledků získaných z mnoha realizovaných projektů, které ukázaly, že jeho nejobvyklejší hodnota je v intervalu 0.3 – 0:8. Podrobnější přiřazení parametru „n“ je shrnuto v tabulce 5.5. Tabulka 5.5 odpovídá podmínkám, kdy je závaží zvedáno a spouštěno z jediného lana a kde je průměrná aplikovaná energie od 1 do 3 MJ.m-2. I když pro výpočet dosažení zlepšení platí relativně jednoduchá rovnice (5.38a), jedná o velmi náročnou problematiku a je nutné si uvědomovat řadu dalších vlivů, které mohou omezit hloubku zlepšení. Proto je nutné vždy postupovat případ od případu a zohlednit všechny skutečnosti, které mohou mít vliv na zlepšení a doplnit je kontrolními měřeními apod. Jednotlivé vlivy jsou shrnuty v následujících odrážkách o

Vliv měkké nasycené jílovité vrstvy, která absorbuje hutnící energii. Její vliv závisí na její poloze. Jestliže se bude tato vrstva na-

- 83 (175) -

č. 5


cházet uprostřed zlepšované hloubky a bude relativně tenká, pak se již nebude šířit hutnící energie dále do spodnějších vrstev. Pokud bude u povrchu a rovněž bude málo mocná, pak se předpokládá, že hutnící deska pronikne skrz tuto vrstvu a lze použít rovnici (5.38a). Pro ověření dosahu zlepšení se doporučuje provést vrty a posoudit míru zlepšení. o

Vliv tuhé vrstvy. Obdobně jako měkká vrstva i tato vrstva omezení hutnící účinky. Jestliže se tedy na lokalitě nachází mocná tuhá vrstva, je nutné její povrch rozvolnit, zkypřit. V tomto případě však můžeme získat i příznivý vliv této vrstvy. Tuhá vrstva uložená pod nakypřeným podložím nám působí jako prvek, který odráží energii nazpět do kyprého prostředí a tím bychom nemuseli použít větší počet úderů pro dosažení požadované míry zhutnění.

o

Povrch hutnící desky. Většina hutnících desek má rovný spodek, a kontaktní napětí se pohybuje v rozmezí 40 – 75 kPa. Jestliže je pěchovadlo mimo tento rozsah, pak již nelze zajistit, že požadovaná hloubka zhutnění odpovídá rovnici (5.38a). Ze zkušeností vyplývá, že v případě, že kontaktní napětí je menší než 40 kPa, pak nastává zhutňování do šířky čímž dojde k vytvoření tuhé krusty bez zlepšení do hloubky. V opačném případě, kdy kontaktní napětí je větší než typické hodnoty, pak se deska zabořuje do podloží a opět nedojde k požadovanému zhutnění.

Tabulka 5.5: Doporučené hodnoty parametru „n“ (FHWA) Typ zemního prostředí

Míra nasycení

Typ zeminy

Propustné -

Vysoká

0.5

- hrubozrnné zeminy

Nízká

0.5 – 0.6

Částečně propustné -

Vysoká

0.35 – 0.40

- zejména hlíny s IP < 8

Nízká

0.4 – 0.5

Nepropustné -

Vysoká

Nedoporučuje se

- zejména jílovité zeminy s IP > 8

Nízká

0.35 – 0.40*

* vlhkost zeminy by měla být menší než mez plasticity Výsledné zlepšení nás však zajímá nejen do hloubky, ale i do plochy. Proto musí být navržen rastr, ve kterém se bude provádět hutnění. To lze vyjádřit pomocí tzv. aplikované energie, kterou si označíme „AE“. Jedná se o množství energie připadající na jednotku plochy a lze ji vyjádřit rovnicí (5.39):

AE =

N .H .W .P (rastr )2

(5.39)

kde N

počet pádů závaží na jednom místě

- 84 (175) -


P

počet cyklů na jednom místě

Rastr vzdálenost mezi jednotlivými hutními místy Jedná se tedy o celkovou energii, která je dána součtem energie z první fáze hutnění (vysoká energie – viz. provádění DDC) a finálního dohutnění , pro které se používá i termínu „vyžehlení“. Závaží padá cca z výšky 2-3m a tímto způsobem dohutňujeme přípovrchové vrstvy, které byly nakypřeny i při samotném hloubkovém hutnění. V případě, že vzniknou malé krátery, tak lze použít klasické hutnící válce. Někdy se provádí ještě střední fáze (viz. provádění DDC). Typický rozsah aplikované energie je od 1 do 3 MJ.m-2. Americký předpis FHWA pak udává, že pro počáteční odvození aplikované energie, lze vyjít z tabulky 5.6, kde je uvedena energie potřebná na jeden kubický metr. Tabulka 5.6: Vodítko pro stanovení AE Jednotková energie AE

Procenta z energie Prostor Standard

[kJ.m-3]

[%]

Propustné hrubozrnné zeminy – zóna 1 〈obrázek 5.44〉

200 – 250

33 - 41

Částečně propustné jemnozrnné zeminy – zóna 2 a jílovité výplně nad hladinou podzemní vody – zóna 3 〈obrázek 5.44〉

250 – 350

41 - 60

Skládky odpadů

600 - 1100

100 - 180

Charakter podloží

Jednotková energie v tabulce 5.6 závisí na charakteru podloží, které je z pohledu DDC rozděleno do tří zón dle 〈obrázku 5.33〉. Rozdělní zemin do zón 1 – 3 vychází z podmínky, zda v zemině dochází k nárůstu pórových tlaků či ne. DDC je tedy samozřejmě efektivnější pro propustné zeminy. U zemin s nízkou propustností je tedy již nutné počítat se zvýšenými pórovými tlaky, které se budou disipovat v časovém horizontu.

Zóna 1 – propustné zeminy, IP = 0, k ≥ 1.10-5 m.s-1 Zeminy spadající do této oblasti se velmi dobře zlepšují pomocí DDC. Nad hladinou podzemní vody dochází k okamžitému přenosu sil mezi částicemi a tím k ulehlému stavu. Pod hladinou podzemní vody dojde v důsledku vyvozeného dynamického účinku k nárůstu pórových tlaků. Je to však jen velmi krátký časový úsek, poněvadž díky jejich vysoké propustnosti dojde k jeho rychlému snížení a následnému zhutnění zeminy.

Zóna 2 – částečně propustné zeminy, 0 < IP < 8, 1.10-5 < k < 1.10-8 m.s-1 Do této kategorie patří hlíny, hlíny jílovité a písek hlinitý. Tato kategorie je svojí odezvou na DDC mezi zónami 1 a 3. Míra zhutnění je odvislá od počtu - 85 (175) -

č. 5


úderů a fází. Díky jejich nižší propustnosti je nutné zajistit dostatečný čas pro rozptýlení pórových tlaků. Jedná se přibližně o období několika dnů až týdnů.

Zóna 3 – velmi málo propustné zeminy, IP > 8, k > 1.10-8 m.s-1 Patří sem jílovité zeminy. Jsou-li plně nasycené, pak se vlivem dynamických účinků zvýší tlak pórové vody a vzhledem k jejich velmi nízké propustnosti bude jejich rozptýlení probíhat velmi dlouho. Z tohoto důvodu je DDC nepraktická pro zlepšování těchto zemin. Příznivější podmínky jsou u částečně nasycených jílovitých zemin, kde lze dosáhnout vyšší míry zhutnění než u plně nasycených. Již několikrát bylo v textu zmíněno, že míra zlepšení DDC závisí na vzdálenosti mezi hutnícími místy a počtu dopadů dusadla. V FHWA můžeme najít, že vzdálenost mezi jednotlivými místy dopadu má být 1.5 až 2.5 násobek průměru nebo šířky dusadla a počet úderů lze stanovit z rovnice (5.39). Obvykle se počet dopadů pohybuje mezi 7 až 15 pro dosažení vysoké energie. V některých případech však není možné provést potřebný počet úderů v jednom cyklu. Příčinou toho jsou zvýšené pórové tlaky, které způsobují, že při dalších dopadech již nedochází k zlepšení. Jedná se vlastně o obdobu časových prodlev jako bylo popsáno u povrchového hutnění. Proto je nutné rozdělit celkový počet úderů potřebných na jedno místo a provést je ve více cyklech (např. potřebujeme 10 úderů, ale pouze pět úderů můžeme provést, protože dojde ke zvýšení pórových tlaků. Další část úderů se realizuje po jejich disipaci v druhém cyklu).

Rozdělení zemin pro jejich úpravu pomocí DDC (FHWA) Dopadem dusadla dochází k vytvoření kráteru ve většině případů o hloubce 1.0 – 1.5 m. V některých případech, kdy je zlepšované podloží extrémně kypré, pak může dojít k vytvoření hlubších kráterů, které jsou však pro nás nepříznivé. Je nutné vynaložit větší energie na vytažení závaží, dále může nastat přetržení - 86 (175) -


lana a v neposlední řadě může dojít ke snížení energie dopadu vlivem tření závaží o stěny kráteru atd. Proto by hloubka kráteru neměla překročit výšku závaží plus 0.3 m. Na závěr objasnění technologie DDC je nutné připomenout, že jako většina geotechnických konstrukcí se neobejde bez monitoringu, který upřesní prováděné práce a upozorní na případné lokální anomálie, které se mohou vyskytnout na lokalitě. Při DDC se soustřeďujeme především na měření pórových tlaků, sedání povrchu, vibrace (obzvlášť v blízkosti dalších objektů) a zatěžovací zkoušky. V předchozích odstavcích byly definovány požadavky pro návrh DDC. Pro jejich přehlednost jsou na závěr shrnuty do tabulky 5.7 podle FHWA Tabulka 4.7: Metodika návrhu (FHWA) Zjišťované parametry

Postup jejich stanovení

Krok 1 – stanovení hodnoty „h“ z (5.38a)

A. Stanovení mocnosti zlepšované vrstvy B. Použije se rovnice (5.38a) a zvolí se „n“ dle tabulky 5.5 C. Volba závaží a výšky pádu podle grafu na 〈obrázku 5.34〉

Volí se závaží a výška pádu Krok 2 – stanovení hodnoty „AE“ pro dosažení požadované hloubky zlepšení

A. Dle tabulky 5.6 se zvolí jednotková energie B. Vynásobení jednotkové energie mocností zlepšované vrstvy pro určení AE aplikované na povrch podloží

Krok 3 – Projektovaná plocha zlepšení

A. Zlepšovaná plocha je dána součtem plochy pod konstrukcí plus vzdálenost rovna hloubce zlepšení B. V případě stability svahu lze provést zlepšení do větší šíře než v bodě A. C. U značně zatížených ploch je dle potřeby možno přidat energii

Krok 4 – rastr a počet dopadů

A. Zvolí se vzdálenost v rozsahu 1.5 – 2.5 násobek průměrů závaží B. Dosadí se hodnoty W a H z prvního kroku a AE z druhého kroku do rovnice (5.39) C. Z rovnice (5.39) se vypočte buď hodnota N nebo P. Většinou volíme N (7 – 15). V případě, že je počet úderů menší než 7 anebo vetší než 15, je nutné tomu přizpůsobit síť.

Krok 5 – počet pojezdů (cyklů)

A. Hloubka kráteru by neměla překročit výšku závaží plus 0.3 m B. Dopady závaží by měly být přerušeny, jestliže dojde k nadzvedávání povrchu terénu. C. Jestli, že nastanou body A a B dříve, než je aplikován celkový počet úderů, mělo by se

Pozn. Předpověď hloubky kráteru nebo zvednutí povrchu je dopředu obtížně stanovitelná . Proto by

- 87 (175) -

č. 5


měla smlouva obsahovat možnost vícenásobných přejezdů a to především u velmi kyprých uloženin (skládky) a u uloženin z prachovitých částic, které jsou téměř nasyceny.

provést hutnění ve vícenásobných cyklech: - nastane-li případ A, má se provést urovnání terénu pomocí mechanizace - nastane-li případ B, má se umožnit rozptýlení pórových tlaků

Krok 6 – úprava povrchu zlepšovaného podloží

A. Pro zeminy ze zóny 1 to není potřebné. Přichází to v úvahu u zemin ze zóny 2 a u skládek odpadů je to potřeba vždy. B. Mocnost stabilizující vrstvy se pohybuje 0.3 – 0.9 m

Závislost mezi hmotností závaží a výškou pádu (FHWA) Provádění hloubkového dynamického zhutňování

Z hlediska provádění je již celá řada kritérií napsána v předchozích odstavcích o DDC. Prozatím však nebylo ještě zcela do podrobna napsáno o jednotlivých fázích hutnění. Částečně bylo nastíněno, že máme fázi, kdy aplikujeme vysokou energii a pak provádíme dohutnění horních vrstev. Pro popis jednotlivých fázích byl v těchto učebních textech vybrán postup podle firmy Menard, který lze nalézt na webových stránkách této firmy.

1. Fáze

- 88 (175) -


Před vlastním hutněním, pokud si vyžadují podmínky na staveništi se provede vrstva z hrubozrnného materiálu, která jednak usnadní pojezd těžkých hutnících mechanismů a zároveň může fungovat jako plošný drén 〈obrázek 5.35〉. Pak již následuje vlastní hutnění, kdy se vyvozuje maximální energie, čímž dochází k zhutnění hlubších vrstev 〈obrázek 5.36〉.

Vytvoření pracovní vrstvy Zhutňování hlubších vrstev

2. Fáze V případě, že je první fáze navržena ve větším rastru, je možné provést dohutnění podpovrchových vrstev 〈obrázek 5.37〉.

3. Fáze Poslední fází je zhutnění přípovrchových vrstev (tzv. žehlení) velmi nízkou energií 〈obrázek 5.38〉.

Vytvoření pracovní vrstvy Zhutňování hlubších vrstev

5.4.3

Zhutňování hloubkovou vibrací

Vibrační zhutňování je metoda hloubkového zhutňování hrubozrnných zemin, kdy pomocí vibrační sondy dochází k přeskupování zrn z kypřejšího do ulehlejšího stavu. VC je tedy nejvhodnější použít v prostředí tvořeném písky, štěr- 89 (175) -

č. 5


ky s obsahem prachovitých částic menším než 10 až 15% a/nebo jílovitých částic méně než 3% 〈obrázek 5.39〉. Typický hloubkový dosah zlepšení u této technologie je od 3 do 15 m. Samozřejmě může být dosaženo i větších hloubek. Např. firma Keller uvádí dosah i přes 50 m.

Oblast zemin vhodných k zlepšení pomocí VC Přestože se jedná o technologii, která se již používá po velmi dlouho dobu, stále je zde zmatečnost v tom, které postupy patří mezi VC neboli, co si pod touto technologii představit. Při rozboru dané technologie máme k dispozici několik systémů, které lze označit jako VC. Mezi VC technologie spadá vibroflotace, TerraProbe a vibrační nosník. Vibroflotace je technologie, při níž se používá ponorný vibrátor (tzv. „vibroflot“), který zhutňuje zeminu pomocí vodorovných pohybů vibrátoru. Ostatní metody zhutňují okolní zeminu svislými vibracemi. Patří sem systémy jako je Terra –Probe, Vibro – Wing, Tri Star nebo Y-Probe. Tento způsob hutnění je však méně efektivní v jemnějších formacích zrnitých materiálů. Nejpoužívanější z nich je vibroflotace, proto se bude dále více věnovat této technologii. První poznatky o vibroflotaci již můžeme nalézt ve 30–tých letech 20-tého století a jednou z prvních aplikací této technologie bylo zlepšení podloží pod objekty v Německu (1939). V současné době existuje celá řada firem, které provádí tuto technologii a neustále je rozvíjí. Mezi přední firmy v současnosti patří firmy Bauer a Keller, dále jsou to firmy Franki, Soletanche atd. K vyvození vibrací se používají elektrické nebo hydraulické vibrátory, které se nazývají vibroflot. Vibrátor je tvořen dutou ocelovou rourou obsahující excentr, který způsobuje horizontální vibrace. Průměr vibrátoru je od 350 do 450 mm, délce 3 až 5 m. Tíha vibrátoru je kolem 2 tun. Vibrátor je schopen vyvodit odstředivou sílu až do 160 kN a proměnou amplitudu až do 35 mm. Nejčastější operační frekvence je 30 Hz a 50 Hz. Samotný vibrátor je pak zavěšen na laně jeřábu či pásovém mechanismu. Principy návrhu

V současné době se dá konstatovat, že není k dispozici návrhová metoda. Ve většině případů se jedná o know – how provádějící firmy, která má rozsáhlé zkušenosti s touto technologií. Dokladem tohoto přístupu je i firemní dokumentace firmy Keller (2002), kde můžeme najít následující odstavec týkající se konceptu navrhování: „Dosah zhutnění při provádění v jednom bodě závisí na - 90 (175) -


mnoha parametrech. Firma Keller má bohaté zkušenosti, aby mohla vypracovat patřičný koncept pro založení stavby. Optimální místo zhutňovacích míst se pak nejlépe dosahuje podle výsledků polní zkoušky, při které se vyzkouší uspořádání a rozteče zhutňovaných míst a zároveň ověří vhodnost různých pracovních postupů. Odpovídajícím uspořádáním zhutňovacích míst lze zajistit zhutnění základové půdy v tělesech libovolného rozměru. Dosažený stupeň zhutnění se dá jednoduše a hospodárně prokázat penetračním sondováním“. I přes tuto skutečnost lze při předběžném návrhu vyjít ze zásad, které jsou k dispozici. V první řadě je nutné zvolit rastr zhutňovacích míst. Obdobně jako u prefabrikovaných vertikálních drénů se volí buď čtvercová nebo trojúhelníková síť. Typická vzdálenost středů jednotlivých zhutňovacích bodů je od 1.5 m do 3.0 m, ale pro její optimální stanovení bychom museli zohlednit řadu faktorů: charakter zeminy, typ sondy a energii a samozřejmě požadovanou míru zlepšení. Pro předběžný návrh vzdálenosti hutnících bodů v písku lze použít graf na 〈obrázku 5.40〉.

Přibližná změna relativní ulehlosti vůči ploše Ar (FHWA, 1983) Při použití vibrátoru o průměru 350 až 450 mm tedy dojde k zhutnění okolní zeminy do vzdálenosti 0.75 m od osy u jemných písků a 1.5 m u čistých štěrků. Provádění hloubkového vibračního zhutňování

Prováděcí mechanismus se umístní tak, aby se osa vibrátoru nacházela nad zhutňovacím bodem. Následně dojde ke spuštění vibrátoru, který pomocí vibrací, proudu vody či vzduchu a vlastní váhy postupně zajíždí do podloží 〈obrázku 5.41a〉. Vlivem vody proudící ve spodní části vibrátoru dochází jednak ke ztekucení zeminy v okolí vibrátotu a zároveň k vynášení jemných částic k povrchu. Po dosažení požadované hloubky dojde k redukci vody či vzduchu. I když se při zapouštění vibrátoru použili vibrace, tak vlastní zhutnění začíná až při pohybu vibrátoru zpět k povrchu. Vytahování vibrátoru není plynulé, ale probíhá v cyklech. Vibrátor se povytáhne cca o 30 – 50 cm a vlivem vibrací dochází ke zhutňování okolní zeminy 〈obrázku 5.41b〉. O potřebné míře zhutnění nám pak vypovídá spotřebovávaná energie, kdy více ulehlejší zemina klade odpor, čímž narůstá spotřeba energie a dále na povrchu dochází vlivem se- 91 (175) -

č. 5


třásání struktury zemin k vytváření kráteru (depresního kuželu) 〈obrázek 5.41c〉. Tato prohlubeň se během vibrování postupně zaváží místním nebo dovezeným hrubozrnným materiálem 〈obrázek 5.41c〉. Hutnění na jedné výškové etáži trvá přibližně 20 minut. Tento postup se pak opakuje až do vytažení vibrátoru opět na povrch. Po ukončení zhutňování se celý povrch upraví a případně se dohutní povrchová vrstva 〈obrázek 5.41d〉. Vlivem hutnění tedy dochází k setřesení struktury materiálu a tím poklesu jeho povrchu. Proto je nutné počítat při návrhu s touto skutečností a tomu přizpůsobit projektovou úroveň.

a) zapouštění

b) zhutňování c) i d) dosypávání / finální úprava

Postup provádění VC (Keller, 2002) V úvodu o tomto způsobu zlepšování zemin bylo zmíněno ještě o dalších metodách pomocí nichž lze dosáhnout zlepšení hloubkovou vibrací. Oproti výše popsané technologii, se jedná o zařízení, která jsou tvořena buď kruhovou výpažnicí o průměru 760 mm s obvodovými křídly (např. systém Terra-Probe) anebo pomocí hvězdicového uspořádání. Firma Franki vyvinula hvězdicovitou sondu ve tvaru písmene „Y“ v půdoryse a ve Švédsku vznikl sytém Vibro – Wing, který spočíval v rovnoměrném rozmístnění hvězdicovitých křídel po výšce sondy. Zobrazením v půdoryse jsme získaly osmi ramenné hvězdy.

5.5

Vyztužování

Poslední oblastí, která se týká úpravy vlastností zemin je vyztužování. Obecně lze charakterizovat vyztužování jako vložení přídavného materiálu do horninového prostředí. Jak již bylo definováno v úvodní kapitole, máme k dispozici řadu systémů. Horninové prostředí lze například vyztužit ocelovými prvky (hřebíkování), umělohmotnými prvky (geosyntetika) anebo přidáním injekční směsi (injektáž), umělých vláken (mikrovyztužování) či jiného typu zeminy (pilíře z hrubého kameniva) apod. Podrobněji se však budou věnovat tyto učební texty technologii vyztužování pomocí sloupů z hrubého kameniva, které mají v anglickém jazyce název Stone Columns, a proto budou dále v textu označeny zkratkou „SC“. Druhá technologie, která bude popsána v učebních textech je tzv. makrovyztužování prvky z umělé hmoty – geosyntetika.

- 92 (175) -


5.5.1

Štěrkové pilíře

Dle všeho byl první koncept této technologie aplikován v roce 1830 ve Francii. V Evropě se tato metoda začala používat koncem 50-tých let a v U.S.A. v počátku 70-tých let dvacátého století. Velký rozvoj této metody však začíná v sedmdesátých letech, kdy se začínají objevovat i první teoretické základy (Priebe, 1976; Goughnour, 1979). Technologie SC byla vyvinuta za účelem zlepšení horninového prostředí tvořeného málo únosnými a stlačitelnými jíly či hlínami popř. i do kyprého písku hlinitého, jílovitého, kdy princip zlepšování pomocí jen samotné vibroflotace již nebyl v těchto podmínkách účinný. Samotný princip vibroflotace však nebyl opuštěn a byl doplněn o možnost doplňování hrubozrnného materiálu buď horní cestou nebo spodní částí vibrátoru. Rozhraní mezi klasickou vibroflotací ( = vibrační zhutňování) a vibroflotací pro pilíře (=vibrační vpěchování) je na 〈obrázku 5.42〉. Kromě tohoto postupu existuje způsob provádění pilířů technologií pilot Franki, kdy se na místo betonu zhutňuje kamenivo.

Oblasti použití různých typů hloubkových vibrací (Keller, 2002) Z hlediska pojmosloví se zde opět setkáváme s řadou termínů, které jsou spojeny s touto technologií. Vyskytují se zde termíny – mokrý nebo suchý proces (wet or dry proces). Mokrý proces představuje postup, kdy ze spodní části vibrátoru tryská voda a při suchém procesu proudí vzduch. Dalšími pojmy je vibro-replacement nebo vibro-displacement. Vyjdeme-li z překladu slova „replacement“, tak získáme český ekvivalent „nahrazení, výměna“. Znamená to tedy, že by jsme museli provést náhradu či výměnu nezlepšené zeminy. Překlad pojmu „displacement“ v českém jazyce odpovídá „posunutí, vytlačení“. V tomto případě by jsme museli provést roztlačení zeminy do stran. Posledními termíny, které se týkají této technologie je horní plnění a spodní plnění. Horní plnění spočívá v přidávání kvalitního materiálu z povrchu terénu do provedeného otvoru podél vibračního zařízení, kdežto spodní plnění se realizuje skrz vibrační zařízení v jeho patě. Spodní plnění se používá v podmínkách, kde máme vysoko hladinu spodní vody nebo tam, kde by byl provedený otvor nestabilní. Kombinací těchto technologických procesů získáváme výslednou technologii pro hloubkové zlepšování zemin. Nejčastěji pak vibro-replacement odpovídá mokrému procesu s vrchním plněním, kdy vlivem tlaku vody dochází k vyplavování částic zeminy směrem k povrchu pilíře a hrubozrnný materiál se

- 93 (175) -

č. 5


sype z povrchu do vyhloubeného prostoru. A vibro-displacement představuje provádění pilíře suchým procesem s dolním plněním. Někdy se ještě můžeme setkat s prováděním pilířů za podmínky, že se otvor u drží po jistý časový interval sám. Je-li splněna tato podmínka, dojde k úplnému vytažení vibrátoru, nasypání části kameniva a následně opětovnému zapuštění vibrátoru a zhutnění vsypaného kameniva. Tento postup se opakuje až do zhotovení celého pilíře. V České republice ale i v Evropě se můžeme dále setkat s prováděním pilířů bez vibrací, dusáním. Jedná se o technologii belgické firmy Franki. Princip zhotovení pilíře je obdobný jako při provedení klasické železobetonové piloty. Obecně lze tuto technologii řadit do systému „displacement“. K roztlačení zeminy do stran dochází při zarážení ocelové výpažnice ve spodní části uzavřené zátkou. Okolní zemina se tedy nemůže dostat do výpažnice a může se pouze stlačovat do stran. Po dosažení požadované hloubky dojde k vytlačení zátky z výpažnice a započne se s plněním výpažnice a s hutněním za postupného vytahování výpažnice. Postup realizace pilířů systémem Franki je na 〈obrázku 5.43〉. A co docílíme tímto systémem? Vytvořením pilíře z hrubozrnného materiálu v málo únosných a stlačitelných zeminách si zlepšíme mechanicko-fyzikální parametry původního materiálu. Vytvoříme si tedy nový kompozitní systém, který nám způsobí zvýšení únosnosti zeminy, snížení celkového a diferenciálního sedání a v neposlední řadě se urychlí konsolidaci. Ve většině případů dochází k nahrazení 15 až 35% objemu původní zeminy. Zlepšování zemin SC technologií se velmi dobře osvědčilo při zakládání násypu, mostních opěr, opěrných konstrukcí či nádrží na kapaliny apod. Mohou být rovněž použity pro stabilizaci stávajících svahů, násypů anebo pro snížení ztekucení zemin v oblastech se zemětřesením.

- 94 (175) -


SC pilíře systémem FRANKI (Franki Geotechnics B) Principy návrhu

Problematikou navrhování či chováním pilířů z hrubozrnného kameniva se zabývala celá řada autorů - Bauman (1974), Highes (1975), Priebe (1976), Goughnour (1979) a celá řada dalších. U nás je tato problematika spojena s jménem Štěpánek (1976). Předtím, než se budeme věnovat podrobněji dimenzování osamělého pilíře či skupiny, si uvedeme příklady mechanismů jejich porušení. Mechanismus porušení u těchto prvků je samozřejmě odvislý od toho, zda pilíř spočívá svojí spodní částí na nepoddajné vrstvě nebo zda je ukončen v samotné zlepšované zemině (poddajné) respektive nachází-li se pilíř v jednovrstvém nebo vícevrstvém prostředí. Budeme-li nejdříve předpokládat, že se pilíř nachází v homogenní zemině a je buď ukončen na nepoddajné resp. poddajné vrstvě, pak se mohou projevit následující způsoby jeho porušení: (a) délka pilíře je větší než 2 až 3 násobek jeho průměru „D“ a ukončen je na nepoddajné vrstvě, pak nastane jeho vyboulení na výšce 2 – 3 D 〈obrázek 5.44a〉, (b) příliš krátký a ukončený na nepoddajné vrstvě. Hrozí ztráta únosnosti v jeho horní části 〈obrázek 5.44b〉, (c) pilíř je kratší než 2 – 3D a ukončen v poddajné vrstvě, pak bude pravděpodobně překročena jeho únosnost v patě 〈obrázek 5.44c〉. V reálných podmínkách však máme většinou střídání stlačitelných, málo únosných vrstev s velmi neúnosnými a stlačitelnými. To má samozřejmě za následek, že se kritickým místem stává velmi neúnosná, stlačitelná vrstva 〈obrázek 5.45〉. Výše zmíněné způsoby porušení byly zjištěny nejen teoreticky, ale byly i verifikovány celou sérií experimentálních měření 〈obrázek 5.46〉.

Způsoby porušení osamělého pilíře v homogenní zemině (FHWA, 1983)

- 95 (175) -

č. 5


Způsoby porušení osamělého pilíře v nehomogenním prostředí (FHWA, 1983)

Vektory posunutí pro osamělý pilíř zatížený tuhou čtvercovou deskou (FHWA, 1983) U skupiny pilířů jsou způsoby porušení obdobné – vyboulení, ztráta únosnosti v patě. Přibývá nám však zde porušení na obecné smykové ploše či boční spreading (posunutí), které je charakteristické při zatížení násypem 〈obrázek 5.47〉

Porušení skupiny pilířů pod násypem (FHWA, 1983)

- 96 (175) -


Pro vlastní navrhování podloží zlepšeného SC technologii existuje celá řada metod: o

metoda rovnováhy (Aboshi, Barksdale)

o

přírůstková metoda (Goughnour, Bayuk)

o

metoda Priebe (Priebe)

o

metoda Greenwood (Greenwood)

o

metoda náhradní stěny (Van Impe)

o

metoda konečných prvků (Balaam, Poulos, Brown)

o

atd.

Řada z těchto metod vychází z konceptu elementární buňky (Priebe, Goughnour, Bayuk, Aboshi …). Elementární buňka v tomto konceptu představuje kompozitní prvek tvoření pilířem a okolní zlepšenou zeminou 〈obrázek 5.48〉. Rozměry buňky pak závisí na osové vzdálenosti mezi pilíři. Rozmístnění pilířů se navrhuje v trojúhelníkové nebo čtvercové síti. Za těchto podmínek pak získáme „ekvivalentní průměr – De“, který je definován v rovnicích (5.21a a 5.21b). V mnoha praktických případech však neprovádíme jen jeden osamělý pilíř, ale celou skupinu. Skupina je pak seskládána z jednotlivých elementárních buněk. Z toho nám vyplývají další předpoklady pro návrh buňky. Symetrické zatížení a nedochází k bočním deformacím na okraji buňky (obdoba oedometru). Rovněž na vnějším okraji je smykové napětí nulové. Z fyzikálního pohledu můžeme elementární buňku charakterizovat jako „válcovitý kontejner“, na jehož vnějším tuhém okraji není tření a uprostřed něhož je pilíř z kameniva 〈obrázek 5.48〉.

Koncept elementární buňky

- 97 (175) -

č. 5


Výzkum vedený v této oblasti dále ukázal, že svislá deformace zatíženého povrchu elementární buňky je přibližně stejná, čímž nastává přerozdělení napětí na jejím povrchu, a to vlivem rozdílné tuhosti pilíře a okolní zeminy. Nad pilířem se koncentruje napětí „σp“ a nad okolní zeminou „σz“, které je menší než „σp“ 〈obrázek 5.49〉. Pro účely návrhu bylo rozdělení vertikálního napětí na buňce vyjádřeno pomocí faktoru koncentrace napětí „nn“:

nn =

σP σZ

(5.39)

Dle japonských zkušeností se hodnota faktoru „nn“ pohybuje v rozmezí 2 – 5. Dle Chlosta (1989) je při předpokladu pružného chování zeminy stanovit faktor „nn“ z poměrů modulů pružnosti pilíře (Ep) a okolní zeminy (Ez):

nn =

σ P EP = σ Z EZ

(5.40)

Dalším základním parametrem pro návrh SC je faktor plochy nahrazení „ap“:

aP =

AP A

(5.41)

který vyjadřuje jaká část ovlivněné plochy (A) je nahrazena plochou pilíře (Ap). Rovnici (5.41) můžeme vyjádřit v závislosti na průměru zhutněného pilíře (D) a jejich osové vzdálenosti: ⎛ D⎞ aP = C ⎜ ⎟ ⎝s⎠

2

(4.42)

kde parametr „C“ charakterizuje rastr pilířů. Pro čtvercové rozmístnění nabývá C hodnoty π/4 a pro trojúhelníkové (rovnostranné) se C = π/2√3.

- 98 (175) -


Rozdělení napětí na elementární buňce Metoda rovnováhy (Aboshi, Barksdale)

Tato metoda se používá v Japonsku pro stanovení sedání pískových hutněných pilot. Tato metoda vychází z předpokladů: (1) platnost elementární buňky, (2) na přenosu celkového vertikálního zatížení se podílí jak pilíř, tak zemina, (3) rovnost sedání mezi pilířem a zeminou v buňce a (4) po celé výšce pilíře je od vnějšího zatížení svislé napětí rozděleno rovnoměrně. Pomocí této teorie lze orientačně stanovit očekávanou redukci sedání vlivem zlepšení podloží pilíři. Tuto redukci dle Aboshiho a Barksdala lze stanovit z grafu na 〈obrázku 5.50〉 v závislosti na faktoru koncentrace napětí „nn“ a na obrácené hodnotě faktoru plochy nahrazení.

- 99 (175) -

č. 5


Maximální redukce sedání, která může být získaná použitím SC technologie (FHWA, 1983) Metoda Priebeho (Priebe)

Jedná se metodu, která se uplatňuje v Evropských zemích a tedy i v České republice pro technologii vibračního zhutňování. Proto ji bude věnována větší pozornost. Priebe postavil svou teorii na řadě předpokladů: (1) pilíř se nachází ve stavu plastické rovnováhy v souladu s trojosým stavem napjatosti (The stone column is assumed to be in a state of plastic equlibrium under a triaxial stress state) tuhoplastický, (2) okolní zemina v elementární buňce se chová pružně, (3) změna objemu zeminy je přímo úměrná zkrácení válcovitého pilíře ve svislému směru, (4) radiální deformace zeminy v okolí pilíře se stanoví z řešení nekonečně dlouhého prstence za pružného chování, (5) napětí uvnitř válce je rovnoměrné, díky předpokladu tuhého okraje elementární buňky – izotropní (K0 = 1) rozložení napětí – napětí radiální (σr) se rovná napětí v zemině (σz), (6) stejné sednutí pilíře i okolní zeminy, (7) pilíř se je ukončen na málo stlačitelné vrstvě. Nebo o

(1) stejné sednutí pilíře i okolní zeminy

o

objemová hmotnost materiálu pilíře a okolní zeminy je zanedbána

o

(2) nachází se ve stavu plastické rovnováhy v souladu s trojosým stavem napjatosti (The stone column is assumed to be in a state of plastic equlibrium under a triaxial stress state) – tuhoplastický

o

je nestlačitelný – nemění svůj objem

o

(7) pilíř se je ukončen na nepoddajné vrstvě

o

zatížení působí jen horní plochu pilíře

Pilíř:

Okolní zemina o

(2) se chová pružně, - 100 (175) -


o

(3) změna objemu zeminy je přímo úměrná zkrácení válcovitého pilíře ve svislému směru

o

(4) radiální deformace zeminy v okolí pilíře se stanoví z řešení nekonečně dlouhého prstence za pružného chování

o

(5) napětí uvnitř válce je rovnoměrné, díky předpokladu tuhého okraje elementární buňky – izotropní (K = 1) rozložení napětí – napětí radiální (σr) se rovná napětí v zemině (σz),

Shrneme-li výše uvedené předpoklady, pak je zlepšení dosaženo tím, že v pilíři dochází ke smykání již od počátku, kdežto okolní zemina na to reaguje pružně. Kromě toho se předpokládá, že se zemina v okolí pilíře roztlačuje již během instalace pilíře do takové míry, že počáteční odpor zeminy odpovídá stavu kapaliny (K = 1). Na základě těchto předpokladů odvodil Priebe součinitel zlepšení „n0“, který je funkcí Poissonovy konstanty „µZ“ a poměru ploch A/Ap a vyjádřil jej rovnicí: ⎧ ⎫ ⎡ AP ⎞ ⎤ ⎛ ⎪ ⎪ (1 − 2µ Z )⎜1 − ⎟ ⎥ 2 1 ⎢ 1 − µZ ⎪ ⎪ A ⎠ ⎝ ⎥ . +⎢ ⎪ ⎪ 2 Ap ⎥ 2 ⎢1 − µ Z − 2µ Z ⎪ ⎪ − + µ 1 2 Z ⎢ Ap ⎪ A ⎥⎦ ⎪ ⎣ n0 = 1 + − 1⎬ ⎨ A⎪ ⎡ Ap ⎞ ⎤ ⎪ ⎛ ⎟⎥ ( 1 − 2µ Z )⎜⎜1 − ⎢ 2 ⎪ 2⎛ o ϕ ⎞ A ⎟⎠ ⎥ ⎪ 1 − µZ ⎝ P ⎢ . ⎪ ⎪ tg ⎜ 45 − ⎟ Ap ⎥ ⎪ 2 ⎠ ⎢1 − µ Z − 2µ Z 2 ⎪ ⎝ 1 − 2µ Z + ⎢ ⎥ ⎪ A ⎦⎥ ⎪⎭ ⎣⎢ ⎩

(5.43)

kde ϕp

úhel vnitřního tření materiálu v pilíři

Priebe rovnici (5.43) zjednodušil za podmínky, že ve většině případů je konečné sednutí při µZ = 1/3, což vede na tvar: ⎧ ⎫ AP ⎪ ⎪ 5 − Ap ⎪ ⎪ A − 1⎬ n0 = 1 + ⎨ A ⎪ ⎡ 2 ⎛ o ϕ P ⎞⎤ ⎛ A ⎞ 4.⎢tg ⎜ 45 − ⎟⎥.⎜1 − P ⎟ ⎪ ⎪⎩ ⎣ ⎝ 2 ⎠⎦ ⎝ A ⎠ ⎪⎭

(5.43a)

Rovnici (5.43a) Priebe vyjádřil pomocí návrhových křivek 〈obrázek 5.51〉. Později Priebe modifikoval teorie ze sedmdesátých let a zohlednil v návrhu zemin zlepšených SC vliv stlačitelnosti pilíře a objemové hmotnosti. V důsledku zavedení vlivu stlačitelnosti pilíře Priebe (1995) upravil počáteční součinitel zlepšení o přírůstek ∆(A/Ap) v závislosti na poměru modulů pilíře (DP) a zeminy (DZ). V naší terminologii se jedná o oedometrické moduly. Závislost mezi těmito parametry opět vyjádřil graficky a je zobrazena na 〈obrázku 5.52〉.

- 101 (175) -

č. 5


Návrhový diagram (Priebe, 1976)

Zahrnutí vlivu stlačení pilíře (Priebe, 1995) Při návrhu se z grafu na 〈obrázku 5.68〉 stanoví přírůstek ∆(A/Ap), o který se zvětší poměr ploch A/Ap odpovídající počátečnímu součiniteli zlepšení „n0“. Zahrneme-li tento vliv do rovnice (5.43), obdržíme redukovaný součinitel zlepšení „n1“: ⎧ ⎫ ⎡ AP ⎞ ⎤ ⎛ ⎪ ⎪ (1 − 2µ Z )⎜1 − ⎟ ⎥ 2 1 ⎢ 1 − µZ ⎪ ⎪ A ⎠ ⎝ ⎥ . +⎢ ⎪ ⎪ 2 Ap ⎥ 2 ⎢1 − µ Z − 2µ Z ⎪ ⎪ − + 1 2 µ Z ⎢ Ap ⎪ A ⎥⎦ ⎪ ⎣ n1 = 1 + − 1⎬ ⎨ A⎪ ⎡ A ⎞⎤ ⎛ (1 − 2µ Z )⎜⎜1 − p ⎟⎟ ⎥ ⎪⎪ ⎢ 2 ⎪ ⎛ A ⎠⎥ 1 − µZ ϕ ⎞ ⎝ . ⎪ tg 2 ⎜ 45o − P ⎟ ⎢ ⎪ 2 Ap ⎥ ⎪ 2 ⎠ ⎢1 − µ Z − 2µ Z ⎪ ⎝ 1 − 2µ Z + ⎢ ⎥ ⎪ A ⎦⎥ ⎪⎭ ⎣⎢ ⎩ (5.44) - 102 (175) -


kde

Ap A

=

1 ⎛ A⎞ A + ∆⎜⎜ ⎟⎟ AP ⎝ AP ⎠

(5.45)

Další úpravu naznala Priebeho metoda zavedením vlivu objemové hmotnosti. Zanedbání objemové hmotnosti znamenalo v předchozích úvahách, že počáteční napětí záviselo jen na přerozdělení vnějšího zatížení působící na pilíř a zeminu a bylo uvažováno konstantní po výšce elementární buňky. Jejím zohledněním nám přibude napětí, které nám ve výsledku sníží počáteční napětí a omezí se vyboulení pilíře. Zjednodušeno řečeno, zohledněním objemové hmotnosti se zvýší odpor pilíře proti jeho bočnímu roztlačení (vyboulení) a tím naroste i jeho únosnost. A protože rozdíl napětí byl lineární parametr při odvození součinitele zlepšení, tak poměr počátečního rozdílu napětí a závisející na hloubce, čímž se zvýší redukovaný součinitel zlepšení „n1“ na finální součinitel „n2“. Vztah mezi „n1“ a „n2“ vyjádřil Priebe rovnicí: n2 = f d .n1 kde

fd

(5.45)

hloubkový součinitel

Hloubkový součinitel „fd“ je vypočten za předpokladu lineárního snižování rozdílu napětí, jak to vyplývá z napěťové linie /(σp+γp.L).tg2(45°-ϕp/2)/ a /(σZ+γZ.L).K/, kde K se uvažuje roven 1. Dále si je nutné uvědomit, že hodnota aktivního zemního tlaku pilíře se mění z hloubkou v důsledku snižování horizontálních deformací a tudíž se mění z aktivní hodnoty „KaP“na hodnotu v klidu „K0P“. Ve zjednodušené formě, se předpokládá, že objemová tíha pilíře i okolní zeminy je stejná a na stranu bezpečnou se bere do výpočtu objemová tíha zeminy „γZ“. Zjednodušený tvar pro „fd“ je vyjádřen rovnicí (Priebe):

fd = 1+

1 − 1 ∑ (γ Z .∆d ) .

K0 P K0 P

σP

(5.46)

Rovnici (5.46) opět Priebe převedl do grafické závislosti 〈obrázek 5.53〉, kdy se z grafu stanoví nejprve součinitel účinnosti „y“. Zjištěná hodnota „y“ se dosadí do upravené rovnice (5.47): fd = 1− y Kde

∆d

1 ∑ (γ Z .∆d )

σ

(5.47)

výška vrstvy pro kterou se určuje hloubkový součinitel

- 103 (175) -

č. 5


Graf pro stanovení hloubkového součinitele (Priebe, 1995) V závěru své teorie Priebe upozorňuje na fakt, že jednotlivé kroky návrhové metody spolu po matematické stránce nesouvisí a obsahují zjednodušení a aproximace. Proto je v krajních případech nutné provést kontrolu kompatibility pro zajištění, že na pilíř nebude působit zatížení větší a že jeho únosnost je v souladu s jeho deformací. Prvním kontrolním místem je velikost součinitele hloubky „fd“. Při jeho popisu se vycházelo z předpokladu, že rozdíl napětí klesá s hloubkou, čímž by se zvyšoval do nekonečna. První podmínka kompatibility zajišťuje, že zatížení působí na pilíř tak, aby sedání pilíře odpovídalo jeho vlastnímu stlačení a nepřekročilo sedání celé elementární buňky. Aby byla splněna první podmínka, musí platit, že: fd ≤

DP DZ

σP σZ

(5.48)

přičemž by se nemělo uvažovat se součinitelem hloubky menším než jedna (fd < 1). V tomto případě je nutné provést kontrolu maximální hodnoty součinitele zlepšení „n“. Tato druhá podmínka kompatibility zaručí, že sedání pilíře vycházející z jeho vlastního stlačení nepřekročí sedání okolní zeminy. Druhá podmínka kompatibility je vyjádřena rovnicí: nmax = 1 +

⎞ AP ⎛ DP .⎜⎜ − 1⎟⎟ A ⎝ DZ ⎠

(5.49)

Dle Priebeho se dosazuje do rovnice (5.49) aktuální hodnota poměru ploch ⎛ AP ⎞ ⎜ ⎟ (AP/A) a ne modifikovaná hodnota poměrů ploch ⎝ A ⎠ . Nyní jsou známy parametry charakterizující prostředí zlepšené SC. Z praktického pohledu na tuto problematiku je pro konstrukci rozhodující otáz-

- 104 (175) -


ka sedání. Priebe odvodil pro sedání plošného základu na homogenním podloží zlepšeném pilíři vztah, který definoval rovnicí (5.50): scelk =

σ .d DZ .n2 ,

(5.50)

kde rovnice (5.50) není nic jiného, než výpočet sednutí vrstvy s modulem „DZ“ tloušťky „d“ od napětí „σ“ a upraveného o faktor zlepšení „n2“. Pro vrstevnaté podloží, pak Priebe definuje ve formě přírůstku dílčího sedání příslušné vrstvy vztah: ∆s =

σ DZ .n2

kde (s/scelk)d resp. h 〈obrázku 5.55〉

[(s / s ) .d − (s / s ) .d ] celk d

d

celk h

h

(5.51)

poměr sedání z grafů na 〈obrázku 5.54〉 a

Z rovnice (5.51) lze tedy stanovit přírůstek sedání jako rozdíl sedání ke spodnímu (vyjádřeno hloubkou „dd“) a hornímu okraji (vyjádřeno hloubkou „dh“) vrstvy s příslušnou hodnotou součinitele zlepšení „n2“ jako průměrnou hodnotu přes její tloušťku „∆d“.

Návrhový digram pro sedání patky (Priebe, 1995)

- 105 (175) -

č. 5


Návrhový digram pro sedání pasu (Priebe, 1995) Použití SC je rovněž jednou z alternativních řešení pro zvýšení stability násypu na málo únosných zeminách resp. stability sesuvu. Priebe nahrazuje zlepšenou oblast průměrnými hodnotami úhlu vnitřního tření a soudržnosti. V souladu poměrným rozdělením zatížení mezi pilíře a okolní zeminu stanovuje průměrný úhel vnitřního kompozitního systému: tgϕ = m′.tgϕ P + (1 − m′).tgϕ Z

(5.52)

kde m/. redukovaný součinitel poměrného zatížení na pilíř, který se vypočte z rovnice (5.53) m′ =

(n − 1) n

(5.53)

Součinitel „m/“ je funkcí součinitele zlepšení. Při odvozování vlivu pilířů byl stanoven finální součinitel zlepšení „n2“, který byl získán zohledněním příznivého vlivu objemové hmotnosti materiálů na únosnost pilíře, což bylo zohledněno součinitelem hloubky „fd“. Pro stanovení průměrných smykových parametrů, však Priebe doporučuje aplikovat ve většině případů redukovaný součinitel zlepšení „n1“, protože smyková plocha prochází skrz kompozitní systém v různých hloubkách, a proto je obtížné stanovit hloubkový součinitel „fd“. Soudržnost kompozitního materiálu již závisí pouze jen okolní zemině. Proto lze napsat pro průměrnou neboli spíš upravenou soudržnost rovnici: c = (1 − m′).cZ

(5.54)

Posledním parametrem, který potřeba pro stabilitní analýzu dle metody mezní rovnováhy je objemová tíha. Vzhledem k tomu, že se vychází z koncepce náhradního materiálu, můžeme stanovit průměrnou objemovou tíhu z rovnice:

γ = γZ.

AZ A + γ P. P A A

(5.55)

- 106 (175) -


Metoda Štěpánka Poslední z metod, která zde bude zmíněna je metoda dle Štěpánka (1976). Jeho postup je zaměřen na vliv zlepšení SC technologií na přetvárné vlastnosti zlepšeného podloží na základě zatěžovacích zkoušek. Jeho koncepce rovněž vychází z elementární buňky, kdy po nanesení zatížení na elementární buňku dojde k vytvoření smykové plochy v pilíři, čímž dojde k jeho zkrácení a roztlačení pilíře 〈obrázek 5.56〉. Výsledkem jeho analýzy je stanovení bezrozměrného parametru „κ“, který vyjadřuje poměr síly „N“ potřebné k svislému stlačení elementární buňky a síly „N/ “ nutné ke stlačení stejné výšky bez zlepšení pilířem. Obdobně jako Priebe Štěpánek vytvořil grafické stanovení parametru „κ“ v závislosti na ekvivalentním průměru „De“, který Štěpánek označuje „R“, pro Poissonův koeficient „µ“ a úhel vnitřního tření pilíře ϕ = 50° 〈obrázek 5.57〉

Deformace pilíře po vyčerpání smykové pevnosti (Štěpánek, 1976)

- 107 (175) -

č. 5


Diagram pro stanovení poměru štěrkopískovými pilíři zlepšeného E0 a původního modulu deformace E (Štěpánek, 1976) Postup pro stanovení náhradního modulu deformace byl stanoven ze zatěžovacích zkoušek in-situ na podloží zlepšeném technologií Franki. Sumarizace

I když se jedná o velmi výhodnou technologii zlepšení stlačitelných a málo únosných zemin je jí aplikovatelnost omezená, nebo jinak řečeno její vhodnost: o

SC se nedoporučuje provádět v zeminách mající neodvodněnou smykovou pevnost cu < 7 kPa.

o

SC se nedoporučuje provádět mající sensitivitu větší než 5

Pod násypy se doporučuje při hodnotě neodvodněné smykové pevnosti cu < 19 kPa použít místo kameniva či štěrku písek. V Japonsku se pískové pilíře používají i zemin s cu < 5 kPa. Při návrhu SC se doporučuje faktor plochy nahrazení „aP“ v rozmezí 0.15 – 0.35 a v trojúhelníkové síti, kde osová vzdálenost pilířů je v intervalu 1.8 m až 2.7 m. Ekonomická hloubka zlepšení se uvádí do 9.0 m. Firma Keller je však schopna realizovat zlepšení až do hloubky 20 m. Pilíře z hrubozrnného materiálu (kamenivo, štěrk) nám nejen zlepšují smykové či deformační vlastnosti podloží, ale zároveň působí jako svislé drény, které nám pomáhají při disipaci pórových tlaků vzniklých nanesením vnějšího přitížení (např. násyp). Pro výpočet konsolidačního sedání můžeme přistoupit stejně jak bylo uvedeno u PVD. Pro návrh zlepšení podloží pomocí pilířů z hrubozrnného kameniva existuje tedy celá řada teorií. Většina z nich vychází z konceptu elementární buňky. Jedná se o analytické metody, které mají pořád své uplatnění při řešení praktických úloh. V současné době se již využívá numerických metod, jako je např.

- 108 (175) -


metoda konečných prvků či diferencí apod. Předností těchto metod je jednak možnost modelovat daný problém i z prostorového hlediska a jednak máme přehled o deformacích při daném stavu napjatosti na rozdíl od analytických metod, kde řešíme zvlášť únosnost a deformace. V části principy návrhu bylo pojednáno o některých metodách, které se používají pro řešení praktických úloh po celém světě. Je patrné, že každá z metod odpovídá zkušenostem s touto technologií v dané zemi resp. světadílu. I když máme k dispozici celou řadu metod, je nutné si ještě stále uvědomovat, že nejsou zcela známy všechny aspekty této technologie, a proto se doporučuje při návrhu jej konzultovat s firmami, které se touto technologií zabývají. Provádění Stone Columns

Provádění SC již bylo ve větší míře napsáno v úvodu o této technologii. Pro názornost jsou zde ukázány na krátkých video sekvencích jednotlivé technologie: o

Vibro-replacement: zavibrovávání vibrátoru, vyplňování otvoru

o

Vibro-displacement: zavibrovávání vibrátoru, plnění bucketu, nasypání obsahu bucketu do vibrátoru, hutnění pilíře, „ukázka funkce trysek“

o

Systém FRANKI

Kontrola provádění SC a další aspekty při jejich provádění: o

Materiál pilíře (drcené kamenivo, štěrk) má být čistý, z nezvětralého kameniva, bez organických příměsí. Pro vibrační zhutňování se doporučuje následující zrnitostní skladba:

Tabulka 5.8: Doporučená zrnitost materiálu (FHWA) Propad [%]

Velikost síta Alt. 1

Alt. 2

Alt. 3

Alt. 4

4.0

-

-

100

-

3.5

-

-

90 – 100

-

3.0

90 – 100

-

-

-

2.5

-

-

25 – 100

100

2.0

40 – 90

100

-

65 – 100

1.5

-

-

0 – 60

-

1.0

-

2

-

20 – 100

0.75

0 – 10

-

0 – 10

10 – 55

0.50

0-5

-

0-5

0-5

Obecně jsou doporučeny alternativy 1 a 2. - 109 (175) -

č. 5


5.5.2

o

Tolerance: vzdálenost mezi osou pilíře a vibrátorem by neměla být větší než 100 mm popř. 250 mm u násypů. Odklon pilíře od svislice nemá být větší než 50 mm na 3-ech metrech.

o

Během provádění pilířů by se mělo zaznamenávat množství spotřebovávaného materiálu resp. čas potřebný k zhotovení pilíře. To umožní identifikovat případné odlišnosti od předpokladů v návrhu, a tím případně upravit technologii, a to jak na stranu pozitivní tak negativní.

o

V případě neočekávaného výskytu vrstev rašeliny by se měla zvýšit pozornost při provádění pilířů. Odhadem by neměla mocnost vrstvy rašeliny překročit průměr pilíře. V případě, že je větší je možno využít dvou vibrátorů za ráz.

Vyztužování zemin geosyntetiky

Úpravu zemin pomocí mechanického zlepšení – vyztužování již můžeme nalézt v dávné historii. Lidé využívali při překonávání bažin větve či pruty, které jim umožňovali přechod před tyto oblasti. V Číně se vyztužování hrází pomocí větví stromů datuje již do období přinejmenším před 1000 lety. Stejný způsob zvýšení pevnosti hrází byl použit na řece Mississippi v roce 1880. Moderní éra vyztužování zemních konstrukcí začala v 60-tých letech minulého století ve Francii, jejímž zakladatelem byl architekt a inženýr Henri Vidal. Od té doby prošel tento způsob úpravy zemin řadou modifikací, kdy byly vyvinuty nové typy materiálu či tvaru prvků a geosyntetik se rozšířila do řady oblastí stavebnictví. Předtím než bude podrobněji pohovořeno o vyztužování zemin geosyntetiky, bude ve zkratce pojednáno, co to jsou geosyntetika a kde mohou nalézt další uplatnění ve stavební praxi. Geosyntetickými výrobky označujeme skupinu stavebních hmot, které jsou vyrobeny z polymerů (z termoplastických materiálů). Jedná se o skupinu výrobků, které v posledních letech zaznamenávají velký rozvoj a uplatňují se ve všech oblastech stavebnictví (dopravní stavby, vodní stavby, podzemní stavby, pozemní stavby a skládky). Dokladem tohoto rozvoje je i založení organizace sdružující odborníky a výrobce pod hlavičkou organizace Mezinárodní geosyntetické společnosti (IGS), která má i svou národní pobočku v České republice. Pro správnou aplikaci těchto výrobků je nejdříve nutné popsat základní rozlišovací znaky, dle kterých jsou definovány resp. rozlišovány ve stavební praxi. V současné době můžeme tyto výrobky dělit dle řady kritérií. Jedním z těchto kritérií je typ polymeru, technologie výroby (struktura) a funkce 〈obrázek 5.58〉.

- 110 (175) -


geosyntetikum

polymer

technologie (struktura)

polyester (PET)

geotextilie

separační

polyetylén (PE)

netkaná

filtrační

polypropylén (PP)

tkaná

drenážní

polyamid (PA)

pletená

ochranná geomříž

aramid (AR) atd.

funkce

těsnící

tkaná

protierozní

extrudovaná

výztužná

spojovaná pletená geokompozit geomembrána atd.

Základní rozdělení geosyntetických výrobků Z hlediska stavební praxe je prvotním krokem při návrhu konstrukce, ve které má být geosyntetický výrobek použit, stanovení jeho funkce. Jak vyplývá z 〈obrázku 5.58〉, existuje celkem 7 funkcí, které tyto výrobky mohou plnit, a které jsou definovány ve zjednodušené formě následovně:

Separační funkce =

oddělení dvou rozdílných materiálů před jejich promícháním

Filtrační funkce =

propuštění vody kolmo k rovině výrobku a současně zabránit pohybu částic zeminy ve směru proudění

Drenážní funkce =

odvod kapaliny z okolního prostředí v rovině výrobku

Ochranná funkce =

zajištění funkce chráněného prvku před druhým při jeho pokládání

- 111 (175) -

č. 5


Těsnící funkce =

zabránění úplnému proniknutí pevným, kapalným či plynným částicím skrz konstrukci

Protierozní funkce =

ochrana povrchu zemní konstrukce před vnějšími vlivy

Výztužná funkce =

dodání přídavné pevnosti zemině

Pro správnou funkci geosyntetického výrobku v konstrukci je nutné provést spolehlivý návrh a zajistit požadované vlastnosti z návrhu vyplývající. I v tomto případě můžeme rozdělit vlastnosti na: o

Popisné a indexové vlastnosti

o

Mechanické vlastnosti

o

Hydraulické vlastnosti

o

Mechanická, chemická a klimatická odolnost

Mezi popisné a indexové vlastnosti patří „plošná hmotnost“ [g.m-2], která je jedním z rozlišovacích parametrů u netkaných geotextilií pro separační (lehčí), filtrační (středně těžké) a ochrannou (těžké) funkci. Další z vlastností z této skupiny je „tloušťka - tg“ prvku [mm]. Tento parametr má své uplatnění při posuzování drenážní funkce, kdy je potřebné znát vliv změny tloušťky na jeho drenážní kapacitu. Poslední vlastností je „velikost průliny“ (např. O90) [mm]. Znalost této vlastnosti je důležitým kritériem při návrhu filtrační funkce geosyntetika. Nejdůležitější mechanickou vlastností je pevnost v závislosti na přetvoření. Jedná se o vlastnost, kterou je více méně nutné znát při posuzování všech výše uvedených funkcí, přičemž největší význam má při posuzování výztužné funkce. Vzhledem k použitému základnímu materiálu (polymeru) je tahová pevnost ovlivňována řadou faktorů. Jedním z faktorů je například teplota, která může ovlivnit dosaženou pevnost. Tento efekt se projevuje především u polyolefinů, kdy s rostoucí teplotou klesá tahová pevnost výrobku. Dalším z faktorů je např. rychlost zatěžování. Při vyšších rychlostech dosahujeme větší pevnosti. Proto byla pro kvalitativní posouzení jednotlivých výrobků dle pevnosti navržena zkouška, kde je při teplotě 20°C rychlost zatěžování 20%/min (EN ISO 10319). Výsledkem této zkoušky je pracovní diagram geosyntetika, ze kterého se ve většině případů definuje pevnost při 1%, 3%, 5% a samozřejmě pevnost při porušení „Tf“ [kN.m-1] a tomu odpovídající přetvoření „εf“ [%]. V neposlední řadě je velmi významným faktorem čas. Při dlouhodobém zatěžování konstantní úrovní zatížení totiž dochází u těchto materiálů k tečení neboli creepu. Proto je snahou jednotlivých výrobců geosyntetických výrobků zohlednit tento vliv, a tak se provádějí tzv. dlouhodobé (creepové) testy, jejichž výsledkem je „dlouhodobá (creepová) pevnost“ TCR [kN.m-1]. Zároveň je však nutné se zmínit, že vzhledem k požadované životnosti (např. 100 let) konstrukce nemohou mít - 112 (175) -


ještě v současné době producenti k dispozici dlouhodobé testy s tímto časovým intervalem. Aby však bylo možné navrhovat konstrukce i na tuto životnost, provádí se extrapolace naměřených dat od času ukončení zkoušky do času definovaného životností konstrukce. Kdybychom zhodnotili vliv creepu u nejvíce používanějších polymerů, tak nízkou úroveň creepu mají výrobky z PET, oproti výrobkům z PP, PE u nichž je vliv creepu vyšší. Významné jsou v neposlední řadě vlastnosti popisující spolupůsobení mezi zeminou a geosyntetickou výztuhou. Při návrhu konstrukce je nutné posoudit, zda vložením geosyntetika nedojde v zemině k vytvoření oblasti se sníženým smykovým odporem nebo zda nenastane při zavedení síly jeho vytažení ze zemního prostředí. První vliv se zkouší v modifikovaném krabicovém přístroji, kdy se do místa předpokládané smykové plochy vloží výztuha a simuluje se postup jako u standardní smykové krabicové zkoušky. Výsledkem zkoušky je u hrubozrnných zemin parametr obdržený z poměru mezi tangentou úhlu vnitřního tření systému výztuha-zemina a samotné zeminy. Tento parametr se u geotextilií pohybuje orientačně mezi 0.6 – 0.9 a u geomříží je blízký hodnotě 1.0. Pro spolehlivý návrh se doporučuje provést laboratorní testy pro konkrétní podmínky. Druhý způsob interakce se vyšetřuje pomocí zkoušky na vytažení (pull out test). Princip zkoušky spočívá ve vytahování výztuhy ze zeminy pro danou kotevní délku (tj. kotevní délka = délka výztuhy za smykovou plochou) a přitížení. Během zkoušky se zaznamenává síla a příslušný posun. Předposledním typem vlastností jsou vlastnosti hydraulické. Mezi hydraulické vlastnosti patří propustnost, kterou dále rozlišujeme na propustnost kolmo k rovině výrobku (kng) a propustnost v rovině výrobku (kpg). Z těchto charakteristik je v závislosti na tloušťce výrobku odvozen parametr zvaný permitivita (ψ = kng/tg) a transmitivita (θ = kpg.tg). Tyto vlastnosti je nutné znát zvláště při posuzování filtrační a drenážní funkce. Pro filtrační funkci je důležitá znalost propustnosti kolmo na rovinu výrobku a pro drenážní v rovině výrobku. U drenážní funkce musí být zároveň splněny podmínky filtrační. Posledními vyšetřovanými vlastnostmi je odolnost proti působení vnějších vlivů. Nejběžnějším vlivem je mechanické poškozování, kdy při zabudovávání geosyntetika i během jeho fungování v konstrukci na něj působí částice z okolního prostředí. Cílem zkoušek, ze kterých získáváme tyto vlastnosti je, aby byly definovány tak, aby co nejreálněji simulovaly způsob namáhání v konstrukci. Do této skupiny zkoušek odolnosti patří tzv. penetrační zkouška (např. zkouška padajícím kuželem, porušující síla při protlačování válcového razníku /CBR/). Mezi další zkoušky mechanické odolnosti patří zkouška v oděru či natržení. Kromě mechanické odolnosti se vyšetřuje chemická odolnost vůči různým chemickým látkám a vlivům. Cílem zkoušek je ověřit zda nedochází k reakci polymeru s chemickou látkou a tím k degradaci jeho struktury. Ve většině případů používané polymery nereagují s chemickými látkami. Výjimkou jsou však např. geosyntetika z PET, které degradují vlivem hydrolýzy. Proto se musí při návrhu zohlednit tento vliv při stanovování pevnosti. PP a PE jsou vůči tomuto jevu odolné, oproti tomu jsou zase náchylné k oxidaci. Chemická odolnost musí být zvlášť pozorně sledována při aplikacích ve skládkovém hospodářství. Poslední z odolností, která se běžně vyšetřuje, je odolnost vůči UV záření a povětrnostním vlivům. Vlivem klimatických účinků, a to obzvláště - 113 (175) -

č. 5


ultrafialového (UV) záření dochází k narušení řetězců polymerů a tím k narušení jejich vnitřní struktury. Výrobci by tedy měli deklarovat odolnost u výrobků, které budou v dlouhodobějším časovém horizontu exponovány UV zářením, že po dobu expozice budou mít požadované vlastnosti. Jedná se především o aplikace protierozní ochrany, kdy je výrobek po určitou dobu vystaven UV záření, než dojde k jeho překrytí travním porostem. Rovněž u vyztužených svahů a opěrných konstrukcí, kde se výrobek používá i na čele konstrukce, je nutno tento vliv zohlednit. Principy návrhu

Pro zlepšení zemin vyztužením lze použít více méně jakýkoliv typ geosyntetik, pokud jeho vložením do horninového prostředí získáme požadované vlastnosti tak, aby byla konstrukce z tohoto kompozitu spolehlivá. Jak bude ukázáno později, potřebné požadavky kladené na vyztuženou konstrukci splňují geosyntetika typu geotextilií tkaných či pletených a všech druhů geomříží. Zlepšení zemin pomocí geosyntetik našlo své uplatnění v celé škále zemních konstrukcí. A to od mostních opěr, přes opěrné konstrukce, ke strmým svahům až po zlepšení únosnosti podloží. Každá z těchto oblastí si samozřejmě vyžaduje samotný návrhový postup, který zohlední příslušné požadavky na její funkci. Výztužná funkce Pro zajištění výztužné funkce zvoleného typu geosyntetika je rozhodující tahová pevnost při daném přetvoření. Na výslednou návrhovou resp. výpočtovou pevnost má vliv celá řada faktorů: Typ polymeru □ □ □ □

Teplota Creep - Čas Instalace Degradace: o Chemická o Biologická

…⇒ výpočtová pevnost „TD“

Typ polymeru: V 〈obrázku 5.58〉 jsou vyjmenovány jednotlivé typy polymerů, které se používají pro výrobu geosyntetik. Každý z těchto polymerů, pak propůjčuje výsledným výztužným produktům specifické tahové charakteristiky. Pro jednotlivé typy polymerů jsou uvedeny na 〈obrázku 5.59〉 tahové pevnosti, které jsou výrobci schopni docílit v závislosti na přetvoření. Z 〈obrázku 5.59〉 je patrné, že existují polymery, které mají lepší tahové vlastnosti než předpínací ocel. Tyto polymery (např. polyaramid) se však používají jen občas, protože jsou poměrně drahé. Vzhledem k cenové otázce se nejvíce používají polyestery (PET), vysokohustotní polyethyleny (HDPE) a polypropyleny (PP). V současné době již však existuje celá řada modifikací polymerů a ne vždy označení např. PET znamená stejné vlastnosti u všech takto označených. Dokladem toho je firma HUESKER GmbH, která vyrábí geosyntetika ze dvou typů polyesterů – ty se liší svými tahovými charakteristikami.

- 114 (175) -


Tahová pevnost (MPa)

Polyaramidová vlákna

Předpínací ocel

Polyesterová vlákna Polypropylenová vlákna

HDPE geomříže

Přetvoření (%)

Srovnání tahových pevností jednotlivých polymerů v závislosti na přetvoření (Lawson, 1986) Teplota: Výrobky na bázi polymerů se chovají viskoelasticky, a proto je jejich pevnost a tuhost ovlivněna nejen dobou působení zatížení, ale i teplotou. Z nejčastěji používaných polymerů se to nejvíce projevuje u HDPE či PP. Z tohoto důvodu byla standardizována základní zkušební metoda pro zjištění tahových charakteristik podle mezinárodní normy EN ISO 10319. Jde o zkoušku na širokém pásu se šířkou vzorku nejméně 200 mm. Rychlost deformace je 20 % za minutu a zkušební teplota 20 °C. Výsledkem tahových zkoušek je pevnost kontroly kvality – TQC, která je často uváděna jako tzv. krátkodobá pevnost – Tf (= TQC). Creep: Velmi důležitou charakteristikou většiny polymerů je creep - ploužení. Creep nastává u materiálů, u kterých při konstantním zatížení dochází k nárůstu jejich přetváření – prodlužování – v čase. Syntetické materiály, ale i řada dalších (ocel, keramika) , mohou v průběhu zatěžování procházet třemi fázemi – elastická, visko-elastická a tečení. V elastické fázi se materiál chová pružně popř. křehce. Ve fázi visko-elastické dochází k přetváření v čase (creep). V poslední fázi se materiál přetváří aniž muselo působit zatížení, materiál teče. Každý z materiálů je pak charakterizován tzv. přechodovými teplotami – Tg („glass“) a Tm („melting“), které vyjadřují přechod mezi jednotlivými fázemi. Při teplotách, které jsou menší než „Tg“ se chová materiál pružně. V rozmezí teplot „Tg“ a „Tm“ je chování materiálu vazko – elasticky. Proto se při normální teplotě okolí (10 – 30°C) tento vliv výrazněji projevuje u materiálů na bázi PP a HDPE a již méně výrazněji u PET (či polyaramidů), který je při těchto teplotách v elastické fázi s mírným creepem. Vliv creepu můžeme zobrazit pomocí různých grafů. Mezi ty, které jsou nejdůležitější pro zohlednění vlivu creepu patří (a) křivka mezní pevnosti v závislosti na čase 〈obrázek 5.60a〉, (b) křivky isochron creepu 〈obrázek

- 115 (175) -

č. 5


5.60b〉 a (c) křivka pro stanovení creepového koeficientu 〈obrázek 5.77c〉. Creepový koeficient „b“ nám vypovídá o podílu, rychlosti creepu u jednotlivých polymerů. Tento koeficient se stanovuje pro podmínky ustáleného creepu, jak je zobrazeno na 〈obrázku 5.61〉 pro různé úrovně napětí, přičemž křivka pro napětí σ3 reprezentuje neustálený creep. Lze je vyjádřit rovnicí:

ε celk = ε 0 + b. log t

(5.56)

Křivka v bodě (a) se používá pro stanovení zatížení, které bude zajištěno po celou dobu životnosti konstrukce 〈obrázek 5.62〉. Křivky (b) a (c) slouží k určení celkového přetvoření a creepového přetvoření pro návrhovou životnost a úroveň napětí.

a)

b)

c)

Grafické zobrazení creepu (EXXON, 1994)

- 116 (175) -


Stanovení creepového koeficientu (EXXON, 1994)

Stanovení počátečního přetvoření ε0 a celkového εcelk (EXXON, 1994) Pro stanovení creepového chování materiálů se používají dlouhodobé tahové zkoušky. Průběh zkoušky se řídí požadavky normy ISO 13 431. Každý zkoušený vzorek je zatížen konstantní úrovní zatížení a minimální doba působení zatíží po kterou se měří jeho deformace je 10 000 hodin. Mnoho zkoušek se však nechává probíhat mnohem déle. Každý typ geosyntetika je zkoušen pro různé úrovně zatížení. Jak již bylo nejednou zmíněno, závisí chování polymeru na teplotě, proto je nutné během zkoušky sledovat teplotu. Zkouškami porušení dlouhodobým dotvarováním (creepem) se stanovuje dlouhodobá pevnost při porušení – TCR. Tyto hodnoty by měly být součástí certifikátu, který výrobce získal na základě měření. Ve Velké Británii nelze například použít výztuhy při výstavbě dálnic či silnic, které nemají certifikát BBA, v kterém je definována tato hodnota. Dosavadní realizované zkoušky však probíhají po dobu kratší než je v mnoha případech předpokládaná životnost konstrukce (60 až 120 let). Pro stanovení pevnosti pro další časové úseky provádíme extrapolaci naměřených dat. I když

- 117 (175) -

č. 5


předpokládáme, jakých hodnot by měla pevnosti nabývat v čase, tak se dopouštíme určité míry nejistoty, kterou zohledňuje součinitelem – fc. Jeho velikost je odvislá buď od typu polymeru (francouzský či americký přístup) nebo míry extrapolace creepových testů (anglický přístup). Instalace: Při zabudovávání výztuhy do vyztuženého bloku dochází k jeho poškození, což se projeví na výsledné pevnosti výztuhy. Míra poškození je odvislá od charakteru zásypového materiálu. Proto se provádí série testů, kdy se používají rozdílné zásypové materiály a stanovuje se výsledná míra poškození, která je vyjádřena pomocí dílčího stupně spolehlivosti – fd. Vlastní postup zkoušky spočívá v oboustranném zasypání výztužného geosyntetika a následnému zhutnění pojezdy hutního prostředku. Poté se opatrně vyjme výztuha, prozkoumá se s ohledem na vzniklá poškození a odeberou se vzorky s největším poškozením. Na nich se pak provedou tahové zkoušky a výsledky se porovnají se zkouškami provedenými na kontrolních vzorcích. Zkouškami in situ se stanovují dílčí součinitele spolehlivosti, které zahrnují vliv manipulace při zabudování na staveništi – fd. Velikost součinitele „fd“ závisí na typu výrobku a udávají je buď výrobci, které je získali na základě rozsáhlých testů anebo je lze získat pro předběžný návrh v normách či předpisech (ČSN 73 6133, TP 97). Degradace: Během své životnosti je výztuha vystavena celé řadě vlivů prostředí. O některých jsme si již bylo pojednáno – teplota. Existují však další faktory, které se mohou projevit na pevnosti či tuhosti výztuhy. Vlivem klimatu či lidské činnosti mohou v zemním prostředí nastat různá chemická prostředí popř. biologické vlivy. Výztuhy uložené do zeminy se dostávají do styku se zeminou a spodní vodou, které mohou obsahovat potenciálně agresivní látky. To se opět může projevit na pevnosti výztuhy. Chemická odolnost obdobně jako u creepu závisí na typu polymeru. Realizované zkoušky ukazují, že lepší vlastnosti vykazují polymery charakteru polyetylénu, polypropylénu proti polyesterům. Je to tedy opačný stav než je tomu při hodnocení polymerů dle creepu. Výztuhy z polyetylénu popř. polypropylénu odolávají široké paletě chemikálií a jsou inertní vůči všem vodním roztokům kyselin, zásad a solí běžně se vyskytujících v zeminách. Kromě toho neexistují známá rozpouštědla působící při běžných teplotách. V praxi se velmi často můžeme setkat se zásaditým prostředím, kdy právě výztuhy z polyetylénu lze ukládat do zemin, kde jsou ve styku s hydratujícím cementem nebo vápnem bez nebezpečí degradace. To umožňuje aplikaci mnohých stavebních technologií, jako je například zalévání výztuh do betonových panelů, torkretování anebo kombinace vyztužování spolu se stabilizací vápnem. U polyesteru je již nastává určitá míra degradace vlivem zásaditého prostředí. Výrobci se výztuh se snaží vliv této degradace potlačit použít polyesterů dobré kvality. U výztuh z polyetylénu se může degradace projevit vlivem oxidace. I zde se výrobci proti tomu vlivu brání přidáváním různých antioxidantů.

- 118 (175) -


Z hlediska biologického ataku, lze považovat více méně výztuhy z polymerů za inertní vůči různým organismům. Míra degradace je vyjádřena součinitelem spolehlivosti – „fe“, který je zjištěn pomocí laboratorních zkoušek, kdy je výztuha vystavena různým chemickým prostředím dané koncentrace. I zde velikost součinitele „fd“ závisí na typu výrobku a udávají je buď výrobci, které je získali na základě rozsáhlých testů anebo je lze získat pro předběžný návrh v normách či předpisech (ČSN 73 6133, TP 97). Výpočtová pevnost: Stanovení výpočtové pevnosti je odvislé stát od státu. Obecně se však stanovuje výpočtová pevnost redukcí krátkodobé resp. dlouhodobé pevnosti dílčími součiniteli. V naši republice v předpisech TP 97, ČSN 73 6133 se vychází z francouzské normy NFG – 38064, kde výpočtová pevnost je dána vztahem: TD =

Tf fc . f d . fe

(5.57)

kde Tf

pevnost v tahu při porušení dle EN ISO 10319

fc

dílčí součinitelé spolehlivosti vlivu creepu (Tabulka 5.9)

Tabulka 4.9: Součinitel „fc“ (TP 97) Doba trvání konstrukce [roky]

polymer t=0

t = 7 let

t = 70 let

1

1.5

2.25

1

3.0

4.5

Polyester Polypropylén polyetylén

fd dílčí součinitelé spolehlivosti vlivu instalace (= 1.1 až 1.5). Hodnota 1.5 se např. aplikuje v případě, že se použije ostrohranný materiál. Pro jeho stanovení se doporučují zkoušky. fe dílčí součinitelé spolehlivosti vlivu okolního prostředí (= 1.0 až 1.1). platí pro běžné prostředí. Pro agresivnější je nutno provést zkoušky Dle anglického předpisu BS 8006 se výpočtová pevnost určuje ze vztahu: TD =

TCR T TD = CS f m resp. fm

(5.58)

kde TCR ti)

tahová creepová pevnost při porušení (pro mezní stav únosnos-

- 119 (175) -

č. 5


TCS průměrná tahová pevnost se zahrnutím vlivu creepového přetvoření (pro mezní stav použitelnosti) My se zaměříme na popis výpočtové pevnosti stanovené z „TCR“ pro porovnání z francouzským předpisem. O hodnotě TCR bylo již pojednáno výše. Nyní si přiblížíme dílčí součinitele spolehlivosti: fm = fm1 × fm2 = ( fm11 × fm12 )( fm21 × fm22 ) = [( fm111 × fm112)( fm121 × fm122)]× [( fm211 × fm212) fm22] (5.59) kde fm11

fm12

fm21

fm22

vliv kvality výroby a dělí se na fm111

součinitel zohledňující specifikaci, výrobu a kontrolní testování. Dle BS 8006 jej lze uvažovat 1.0, pokud výrobek podléhá podmínkám kvality výroby (ISO 9002)

fm112

součinitel zohledňující vliv geometrie výrobku a jeho tolerance. Dle BS 8006 jej lze opět uvažovat 1.0.

vliv creepu a dělí se na: fm121

součinitel zohledňující spolehlivost naměřených dat při dlouhodobých zkouškách. Dle BS 8006 jej lze uvažovat 1.0, pokud jsou data získána pro podmínky, kterým bude vystaven prvek. Jinak je nutné vzít vyšší hodnotu.

fm122

součinitel zohledňující extrapolaci naměřených dat. Dle BS 8006 se stanoví ze vztahu fm122 = log10(tcelk/tt), kde „tcelk“ je čas odpovídající celkové životnosti konstrukce a „tt“ je čas po kterou byly prováděny dlouhodobé zkoušky. Doba zkoušek by pak měla být minimálně 10% celkové životnosti konstrukce ne však méně než 10 000 hodin.

vliv poškození vlivem instalace a dělí se na: fm211

součinitel zohledňující vliv okamžitého a krátkodobého efektu poškození výztuhy. Jeho hodnota je proměnná a je potřeba provést zkoušky na reálné výztuze.

fm212

součinitel zohledňující dlouhodobý efekt poškození vlivem instalace. Jeho hodnota je proměnná a je potřeba provést zkoušky na reálné výztuze

vliv okolního prostředí. Jeho hodnota je proměnná a je potřeba provést zkoušky na reálné výztuze

Z anglického přístupu vyplývá, že je zohledněn mnohem větší počet dílčí faktorů, které mají vliv na pevnost výztuhy. I když mnohé z nich jsou rovné hodnotě 1.0, protože se odvíjejí od kvality výroby, další parametry nejsou přímo specifikovány, ale je nutné je stanovit na základě měření a to jak laboratorních tak polních. Interakce mezi výztuhou a okolní zeminou

- 120 (175) -


Výsledné chování vyztužené zemní konstrukce nezávisí jen na pevnosti či přetvoření výztuhy, ale i na přenosu sil z výztuhy do zeminy či redukci smykových parametrů zeminy. U vyztužených zemních konstrukcí máme dva případy. První případ se týká vytržení výztuhy ze zeminy 〈obrázek 5.63a〉 a druhý se vztahuje k mechanismu porušení posunutím po výztuze 〈obrázek 5.63b〉.

a) vytržení

b) posunutí

Interakční mechanismy mezi výztuhou a zeminou Spolupůsobení mezi výztuhou a okolní zeminou se vyšetřuje laboratorně a vyjadřuje se součiniteli interakce: αS - bezdimenzionální součinitel posunutí a αP - bezdimenzionální součinitel na vytržení. Součinitel αS se stanovuje pomocí velkorozměrových krabicových přístrojů (min. 300x300 mm), kdy se mezi horní a dolní čelist upevní výztuha a provede postup klasické smykové krabicové zkoušky. V tom samém přístroji se provede smyková zkouška bez výztuhy. Výsledkem je pak vyhodnocení součinitele pomocí vztahu:

αS =

′ + cvyzt ′ σ v′tgϕ vyzt σ v′tgϕ ′zem + c′zem

(5.60)

kde ϕ/VYZT resp. ϕ/ZEM /

/

c VYZT resp. c ZEM

úhel vnitřního tření s výztuhou resp. bez výztuhy soudržnost s výztuhou resp. bez výztuhy

A protože se doporučuje používat v kontaktu s výztuhou hrubozrnný materiál, zjednoduší se rovnice (5.60) na tvar:

αS =

′ tgϕ vyzt tgϕ ′zem

(5.60a)

Metodika měření parametru αP byla vyvinuta na Drexel University ve Spojených státech amerických a nazývá se „Pollout test“. Báze násypu

V současné době není v České republice předpis, který by detailně řešil předmětnou problematiku. Ale i přesto již určitý nástin nacházíme v ČSN 73 6133 (1998). Proto se budeme opírat především o zahraniční literaturu a to především o BS 8006 (1995). Dle této normy lze rozdělit konstrukce z hlediska konstrukčního uspořádání do následujících oblastí: o

„Prosté“ vyztužení báze násypu

o

Matrace či geobuňková struktura

- 121 (175) -

č. 5


o

Roznášecí platforma – kombinace zemní desky spolu s vertikálním prvkem

o

Vyztužování přes lokální místa oslabení

Prosté vyztužení zde představuje klasický způsob vyztužení pro zajištění potřebné stability násypu. V případě, že v podloží máme „relativně tenkou“ velmi málo únosnou vrstvu (měkká, kašovitá konzistence) uloženou na tužší vrstvě, pak lze aplikovat konstrukci tvořenou výztužnými geosyntetiky spolu s kamenivem, které vytvářejí prostorovou konstrukci – matrace či geobuňková konstrukce. Jedná se však o velmi speciální konstrukci, kterou lze ne vždy realizovat ze všech typů geosyntetik. Opět se dá konstatovat, že hlavním přínosem této konstrukce je stabilitní otázka, kdy je omezeno vytlačování měkké zeminy z pod násypu. Z pohledu sedání násypu se nedá u výše popsaných konstrukcí hovořit o jeho výrazném omezení, ale pouze o rovnoměrnějším sedání horní konstrukce. Pro kontrolované či omezení sedání se z konstrukčních uspořádání nejvíce uplatní třetí případ, kdy je kombinováno vyztužení s vertikálním prvkem. Výztužná geosyntetika zde spolu s hrubozrnným materiálem vytváří pseudodesku (kompozit), která přenáší zatížení do vertikálních prvků (štěrkové pilíře, betonové piloty či sytém COFRA - AuGeo) a zajišťuje prostor mezi svislými prvky 〈obrázek 5.64〉. A právě tento konstrukční systém bude rozebrán podrobněji. Násyp

Vyztužení

Hlavice

Svislý prvek

Schéma – konstrukční prvky Principy návrhu, které zde budou popsány, vychází z podkladu (BS 8006, 1995) a (EXXON, 1994), dle kterých je nutné posoudit mechanismy porušení, které jsou vyspecifikovány na 〈obrázku 5.65〉. Abychom mohli definovat uvedené mechanismy, musíme nejdříve popsat přenos zatížení mezi jednotlivými prvky. Obecně vycházíme z předpokladu, že nad hlavy pilot dojde k vytvoření klenby, která koncentruje zatížení do pilot. Vlivem rozdílného sednutí zeminy pod klenbou mezi svislými prvky dojde k zapojení výztuhy, která se chová jako prvek s membránovým chováním. Velikost klenby je obecně funkcí vzdáleností pilot, výšky násypu, poměru tuhostí mezi svislým prvkem a okolní zeminou a materiálem v násypu. Zároveň má být splněna podmínka dle (EXXON, 1994): H ≥ 0.7( s − a)

(5.61)

- 122 (175) -


kde H

výška násypu

s

osová vzdálenost mezi svislými prvky

a

příčný rozměr svislých prvků popř. hlavice

Máme-li zaveden tento předpoklad, můžeme přistoupit k návrhu jednotlivých částí konstrukce. Vlivem výrazně vyšší tuhosti svislých prvků je tedy rozdělení napětí v bázi násypu nerovnoměrné 〈obrázek 5.65〉. Svislé napětí nad relativně tužšími svislými prvky je vyšší než v oblasti mezi svislými. Zde je nutné poznamenat, že rozdíl mezi velikostí koncentrace napětí se bude snižovat u svislých prvků např. typu štěrkopískových pilířů, jelikož se zde jedná více méně u hloubkové zlepšení podloží. Tato skutečnost je vyjádřena pomocí klenbového součinitele „CC“, který je funkcí výšky násypu „H“, příčného rozměru v hlavě piloty „a“ a typem svislého prvku: Cc ≈ 1.95

H − 0.18 a

(5.62a)

Cc ≈ 1.50

H − 0.07 a

(5.62b)

Rovnice (5.62a) platí pro ocelové nebo betonové, železobetonové piloty nacházející se patou v nestlačitelném podloží. Rovnice (5.62b) se týká případů plovoucích pilot, pilířů s hrubozrnného kameniva (SC). wT TRP TRL

4.

3.

2.

1.

Mechanismy porušení Návrh svislých prvků 〈obrázek 5.65〉 - případ 1 - vychází z rozteče mezi nimi a zatížením od násypu. Tím získáme zatížení, které musí tyto prvky přenést. Je- 123 (175) -

č. 5


jich návrh se již řídí postupy, které jsme již diskutovali výše anebo při se aplikaci železobetonových pilot řídí principy navrhování ze zakládání staveb. Dalším prvkem, který je nutno navrhnout je výztužné geosyntetikum 〈obrázek 5.65〉 - případ 2. Pro jeho návrh je nutné stanovit zatížení „wT“ (rovnice 5.64a a 5.64b) působící nad výztuhou, která má po deformaci tvar paraboly. Známe-li toto zatížení, můžeme stanovit tahovou sílu ve výztuze – TRP (EXXON, 1994): TRP =

wT ( s − a) 1 1+ 2a 6ε

(5.63)

kde wT

je rovnoměrné zatížení působící na výztuhu a stanoví se

pro H > 1.4(s-a) ze vztahu q⎞ ⎛ 1.4s⎜ γ + ⎟(s − a ) 2 ⎡ 2 ⎤ H⎠ ⎝ 2 ⎛ Cc a ⎞ wT = ⎟ ⎥ ⎢s − a ⎜ 2 2 s −a ⎝ H ⎠ ⎥⎦ ⎢⎣

(5.64a)

pro 0.7(s-a) ≤ H ≤ 1.4(s-a) ze vztahu q⎞ ⎛ s⎜ γ + ⎟ H H⎠ wT = ⎝ 2 s − a2 ε

2 ⎡ 2 ⎤ 2 ⎛ Cc a ⎞ ⎟ ⎥ ⎢s − a ⎜ ⎝ H ⎠ ⎥⎦ ⎢⎣

(5.64b)

přetvoření ve výztuze

Pro stanovení tahové síly TRP je nutné definovat přetvoření „ε“, kde se maximální přetvoření pro tento typ konstrukce pohybuje do 6%. Kromě tahové síly TRP je nutné podle BS 8006 (1995) či EXXON (1994) stanovit přídavnou sílu „TRL“ v příčném směru, která se aktivuje ve výztuze vlivem horizontálního tlaku násypu na jeho okrajích 〈obrázek 5.65〉 - případ 3. Pro velikost této síly platí vztah: TRL =

1 K aγH 2 2

(5.65)

Z předchozího popisu vyplývá tedy, že výztuha plní dvě role: o

přenáší vertikální zatížení z násypu do svislých prvků

o

zabraňuje porušení násypu na jeho okrajích

Proto je nutné pro spolehlivý návrh tohoto typu konstrukce definovat sílu, která se aktivuje ve výztuze zvlášť pro příčný a podélný směr násypu. Pro navrženou výztuhu musí být splněny následující podmínky: Podélný směr

TDL ≥ TRP

(5.66)

Příčný směr

TDP ≥ TRP + TRL

(5.67)

kde TDP

výpočtová pevnost výztuhy v příčném řezu násypu

- 124 (175) -


TDL

výpočtová pevnost výztuhy v podélném směru násypu

V současné době však výše uvedený „State of Art“ nabývá určitých modifikací, které jsou dány novými poznatky, které byly získány při experimentálních a matematických studiích. Dokladem toho je i příspěvek na konferenci EuroGeo3 (Kempfert, 2004), kde jsou uvedena nová doporučení, která jsou shrnuta v německém předpisu EBGEO. Nejvýznamnějším přínosem je reálnější vystihnutí klenbového účinku, kdy je již uvažováno s 3-D klenbovým účinkem na základě něhož je definováno vertikální napětí přenášené do svislých prvků a napětí působící na podloží. Při stanovování tahové síly ve výztuze je zaveden i vliv podloží pomocí koeficientu ložnosti oproti předchozím výpočetním postupům, kde tento efekt je zanedbán. V závěru příspěvku jsou shrnuta doporučení, která je třeba u těchto konstrukcí respektovat. Jedná se především o omezení při navrhování osové vzdálenosti svislých prvků dle typu zatížení nebo z hlediska výztuh se doporučuje použít maximálně dvě vrstvy výztuh a jejich vzdálenost má být v rozsahu 150 mm až 300 mm. Strmé svahy

Výztužná geosyntetika mohou být použita pro zvýšení stability zemních konstrukcí, které by za normálních podmínek byly nestabilní. Použitím této technologie jsme tedy schopni realizovat zemní konstrukce se skony čela až 70°. Jak si však ukážeme v další kapitole, lze realizovat zemní konstrukce se sklonem až 90°. Ty však jsou v těchto učebních textech zařazeny do kategorie – opěrné konstrukce. Vyztužené zemní svahy jsou konstrukce skládající se ze zemního materiálu, geosyntetické výztuhy a úpravy čela. Zeminy, které se používají mají většinou charakter písčitých či štěrkovitých zemin s větším obsahem jemných částic, než jak je tomu u opěrných konstrukcích, kde se vyžaduje kvalitní materiál. Pro vyztužování lze použít jakýkoliv typ geosyntetika – geotextilie, geomříž – pokud splní všechny požadavky na něj kladené (pevnost, přetvoření). Nedílnou součástí tohoto typu konstrukce je úprava čela. Ta může být tak zvaně flexibilní – obalované čelo, ocelové sítě apod. anebo tuhé čelo – stříkaný beton, tenké panely, prefa bloky apod. Vlastní návrh strmého svahu spočívá ve stanovení požadované délky výztuhy, polohy a její pevnosti. Při jeho návrhu se vychází z metody mezní rovnováhy založené na metodě dvou klínů 〈obrázek 5.66〉 a je založen na principech metody mezních stavů. Výpočtové hodnoty se tedy získají snížením o součinitele spolehlivosti - γϕ; γc a γγ. Velikost těchto součinitelů pak závisí na vstupních parametrech. Při aplikaci kritických smykových parametrů nabývají tyto součinitelé hodnoty 1.0, při aplikaci vrcholových smykových parametrů jsou hodnoty v intervalu 1.3 až 1.5, přičemž spodní mez se bere v úvahu pro dočasné konstrukce a horní 1.5 pro trvalé konstrukce. Při návrhu se předpokládá, že přibližná životnost konstrukce je 60 let.

- 125 (175) -

č. 5


Geometrie mechanismu dvou klínů Pomocí tohoto mechanismu lze pak stanovit sílu („T“), kterou je potřeba zajistit pomocí výztuh. Hledáme tedy geometrii klínů,která nám dává maximální sílu nutnou k zajištění rovnováhy – „Tmax“. Pro obecnou geometrii je dána tato síla součtem sil potřebných k zajištění rovnováhy na jednotlivých klínech – „T1“ a „T2“. Rozdělení sil na klínu 1 a 2 je zobrazeno na 〈obrázku 5.67〉.

Síly působící na klíny – obecné podmínky kde G1 resp. G2

tíha klínu „1“ resp. „2“

K1 resp. K2

síla vlivem soudržnosti na smykové ploše klínu„1“ resp. „2“

K12

síla vlivem soudržnosti mezi klíny „1“ a „2“

/

/

N 1 resp. N 2

efektivní normálová síla na smykové ploše klínu „1“ resp. „2“

Q1 resp. Q2

celkové vnější zatížení působící na klín „1“ resp. „2“

R1 resp. R2

efektivní tangenciální síla na smykové ploše klínu „1“ resp. „2“

R12

efektivní tangenciální síla mezi klíny „1“ a „2“

T1 resp. T2

celková síla od výztuh na klínu „1“ resp. „2“

T12

síla od výztuh mezi klíny „1“ a „2“

U1 resp. U2

síla od tlaku vody na smykovou plochu klínu „1“ resp. „2“

- 126 (175) -


U12

síla od tlaku vody mezi klíny „1“ a „2“

Celková požadovaná síla, která musí být zajištěna výztuhami, je při podmínce, že tření mezi klíny ϕ/12 = 0° a c/12 = 0 kPa definována rovnicí:

TCELK

⎡ (U1tgϕ1′ − K1 )⎤ ⎢(G1 + Q1 )(tgθ1 − tgϕ1′ ) + ⎥ cosθ1 ⎣ ⎦+ = T1 + T2 = 1 + tgθ1tgϕ1′

⎡ α S (U 2tgϕ 2′ − K 2 )⎤ ⎢(G2 + Q2 )(tgθ 2 − λS tgϕ 2′ ) + ⎥ cosθ 2 ⎣ ⎦ + 1 + α S tgθ 2tgϕ 2′ (4.68) kde

αS

bezdimenzionální součinitel posunutí (při posuzování v bázi vyztuženého klínu) 〈obrázek 5.68〉 tj. při θ2 = 0°; v ostatních případech nabývá hodnoty 1.0

V případech, kdy předpokládáme porušení svahu po ploše, která protíná výztuhy, je nutné posoudit, zda délka výztuhy „LK“ za touto plochou je dostačující 〈obrázek 5.68〉. Minimální délka „LK“ by měla poskytnout sílu odpovídající výpočtové pevnosti výztuhy. Potom můžeme pro minimální délku napsat rovnici: LK =

TD α P (σ v′tgϕ D′ + c′D )

(5.69)

kde αP

bezdimenzionální součinitel na vytržení 〈obrázek 5.68〉

σ /V

svislé efektivní napětí v úrovni výztuhy

ϕ/D resp. c/D

výpočtová hodnota úhlu vnitřního tření resp. soudržnosti

Kotevní délka a délka báze vyztuženého bloku

- 127 (175) -

č. 5


Z 〈obrázku 5.68〉 je zároveň patrno, že geometrie klínu je definována délkou v bázi násypu „LD“ a v koruně „LH“ vyztuženého bloku. Britské předpisy tyto dvě délky stanovují pomocí dvou případů. Délka „LH“ se stanovuje z podmínky, kdy hledáme maximální sílu, kterou je potřeba zachytit výztuhami, tj. TMAX = TCELK. Délka „LD“ vychází z posouzení usmyknutí v bázi vyztuženého bloku. Pro zajištění vnitřní stability se využívá postupu, kdy se hledá rovnováha tj. napětí ve výztuze, které je v příslušné hloubce rovno nebo větší než vodorovné napětí od zeminy. Abychom dosáhly požadované rovnováhy, musíme se definovat délku výztuže pro splnění požadavku, že se požadované síly od výztuh mobilizují na kritické ploše v zemině. Přístup pro stanovení bezpečné požadované délky výztuhy podle Jewella vychází z následujících podmínek: o

Výztuhy odsouvají smykovou plochu dále do zeminy pro dosažení maximální síly pro rovnováhu na konstrukci - 〈obrázek 5.69a〉.

o

Zda vyztužená zóna má postačující rozměry pro

a) Kritická plocha

Zajištění potřebného odporu proti usmyknutí v základové spáře - 〈obrázek 5.69b〉. Pozn. vzhledem k tomu, že se na rozhraní mezi podložím a horním vyztuženým blokem nachází výztuha, redukuje se součinitel tření „tgϕ“ součinitelem interakce „fb“. Výsledná hodnota = fb.tgϕ.

Zajištění podmínky, že se v bázi vyztužené zóny nevytváří tahové napětí, ale je zcela tlačena - 〈obrázek 5.69c〉.

b) Posunutí

c) tlak v zákl. spáře

Kritéria pro stanovení minimální délky výztuhy (Jewell) Je-li nad zemní konstrukcí vnější zatížení „q“, lze nahradit skutečnou výšku zemní konstrukce „H“ efektivní výškou „H/“, která v sobě zohledňuje vnější zatížení: - 128 (175) -


H′ =

γH + q γ

(5.70)

Výpočet strmých svahů dle Jewella vychází z předpokladu, že si zvolíme typ výztuhy, který bude použit v konstrukci. Známe-li typ, známe i její výpočtovou pevnost při zohlednění všech vlivů – instalace, creep, okolní prostředí. Znamená to tedy, že při tomto přístupu musíme efektivně rozmístnit výztuhy po výšce konstrukce. Předtím než bude ukázáno jak stanovit vzdálenost mezi výztuhami, je nutné upozornit na některé zásady, jelikož výpočtem lez stanovit jakoukoliv vzdálenost. Z hlediska praktického je minimální vzdálenost výztuh dána technologií hutnění zemního materiálu, která se pohybuje od 150 do 300. Výztuhy mají být tedy umísťovány do úrovní, které jsou násobkem hutněné vrstvy. Vzdálenost mezi výztuhami pak nemá překročit výšku 1.00 m. Návrh vzdáleností mezi výztuhami vychází z podmínky, že pevnost resp. napětí od výztuhy je v určité hloubce rovno nebo větší než vodorovné napětí od zeminy. Postup podle Jewella se tedy zakládá na podmínce:

σ haz ≥ σ hZ

(5.71)

kde σhaz

vodorovné napětí v hloubce „z“, které zde dodává výztuha na příslušné vertikální vzdálenosti „Svz“ 〈obrázek 5.70〉

σhz

vodorovné napětí od zeminy a vnějšího zatížení v hloubce „z“ 〈obrázek 5.70〉

Napětí σhaz se spočte z rovnice

σ haz =

TD SVZ

(5.72)

a napětí σhz je definováno vztahem:

σ hz = K .(γ .z + q )

(5.73)

kde se koeficient zemního tlaku „K“. Dosazením rovnic (5.72) a (5.73) do vztahu (5.71) získáme maximální vertikální vzdálenost mezi výztuhami neboli oblast, kterou zajišťuje daná výztuha v hloubce „z“. Pro vertikální vzdálenost platí tedy podmínka: SVZ ≤

TD K (γ .z + q )

(5.74)

V neposlední řadě je pak ještě nutné provést posouzení celkové stability zemní konstrukce na obecné smykové ploše např. pomocí metody mezní rovnováhy (Bishop, Sarma apod.).

- 129 (175) -

č. 5


Stanovení vertikální vzdálenosti výztuh (Jewell) Opěrné konstrukce, mostní opěry

Kompozitní systém zemina – výztuha našel své uplatnění i při výstavbě opěrných konstrukcí či mostních opěr. Tato technologie se tak stala alternativou ke klasickým technologiím, které se používají při výstavbě opěrných konstrukcí. V anglicky psaných publikacích je tato konstrukce označována zkratkou MSE, což v překladu znamená „Mechanicky stabilizovaná zemina“. Proto i v dalším textu bude tato konstrukce označována touto zkratkou. Skladbu MSE můžeme vidět na 〈obrázku 5.71〉.

Charakteristický příčný řez MSE Vlastní návrh MSE konstrukce vychází z posouzení vyztužené oblasti z hlediska vnější a vnitřní stability. Pro návrh resp. posouzení MSE lze použít - 130 (175) -


řadu návrhových metod, které však obecně vychází z metody mezní rovnováhy (BS 8006, AASHTO apod.). V britské normě můžeme nalézt dva přístupy k jejímu návrhu po vnitřní stabilitu. A to buď metoda klínů anebo „Coherent gravity“. Poslední výsledky však ukazují, že se jedná o konzervativní metody a v současné době se vyvíjí tzv. „K-Stiffness Method“ jejíž autorem je Bathurst (2004). V rámci učebních textů si ukážeme návrh MSE dle publikace vydané EXXON Chemical, která vychází z podkladů BE3/78 a SETRA (1979). Návrh obdobný s normou BS 8006 – metoda klínů, která je již zcela založena na metodě mezních stavů. Celková a vnější stabilita:

Posouzení MSE na vnější stabilitu se provádí obdobně jako klasické gravitační opěrné zdi: (1) vyztužený blok se nesmí posunout v základové spáře 〈obrázek 5.72a〉, (b) v základové spáře nesmí vzniknout tah 〈obrázek 5.72b〉 a (c) napětí v základové spáře nesmí překročit únosnost zeminy v podloží 〈obrázek 5.72c〉.

a) posunutí

b) vyloučení tahu

c) únosnost

Vnější stabilita Pro odvození jednotlivých podmínek se bude vycházet z předpokladů, že svah nad či za vyztuženým blokem je vodorovný, a že kritické hodnoty smykové pevnosti (ϕ/CV) a zemní tlak dle Rankina. Cílem posouzení MSE na vnější stabilitu je navržení šířky vyztužené konstrukce v základové spáře. Hledáme tedy takovou délku, při níž jsou splněny všechny tři podmínky. Nejdříve si provedeme stanovení minimální délky pro zajištění konstrukce proti posunutí v základové spáře – Lmin,Pos. Pro stanovení délky Lmin,Pos vyjdeme z 〈obrázku 5.73〉, kde jsou vyznačeny síly působící na konstrukci.

- 131 (175) -

č. 5


Posunutí – síly působící na MSE Aby nedošlo k posunutí vyztuženého bloku musí být splněno, že poměr pasivních vodorovných sil ku aktivním je větší než stupeň bezpečnosti = 1.5. Tuto podmínku lze zapsat rovnicí: ′ G1 × α S × tgϕ CV ≥ 1.5 Sa

(5.75)

kde G1

tíha vyztuženého bloku

αS

bezdimenzionální součinitel posunutí (viz. Interakce mezi výztuhou a okolní zeminou)

ϕ/CV

kritický úhel smykové pevnosti

Sa

výslednice zemního tlaku

V rovnici (5.75) zavádíme součinitel αS, pokud leží výztuha přímo v základové spáře a úhel vnitřního tření se bere menší z hodnot ϕ/2CV resp. ϕ/3CV. Tíha vyztuženého bloku se jednoduše spočítá z rovnice: G1 = γ 1HLMIN , POS

(5.76)

Z rovnice (5.75) a (5.76) lze pak dopočítat délku LMIN,POS. Délka nutná k zajištění pouze tlakového napětí v základové spáře vychází ze stejných sil působících na vyztužený blok dle 〈obrázku 5.73〉. Délka „LMIN,TLAK“ se stanoví z rovnice: LMIN ,TLAK ≥

6M RV

(5.77)

kde M

moment kolem středu základové spáry

RV

svislá výslednice působící ve středu základové spáry

- 132 (175) -


Posledním posudkem vnější stability je posouzení únosnosti v základové spáře, jejímž výsledkem je délka LMIN,UNOSNOST. Pro stanovení délky LMIN,UNOSNOST vyjdeme ze sil působící na MSE dle 〈obrázku 5.74〉. Aby byla splněna podmínka únosnosti musí platit, že poměr únosnosti zeminy v podloží MSE ku maximálním napětí v základové spáře je v rozmezí 2 – 3 (rovnice 5.78). Rd

σ V , MAX

≥ 2÷3

(5.78)

kde Rd

svislá únosnost zeminy v podloží

σV,MAX maximální napětí v základové spáře (dle Meyerhofa obrázek 5.80)

Únosnost – síly působící na MSE

Rozdělení napětí v základové spáře dle Meyerhofa

- 133 (175) -

č. 5


Pro maximální kontaktní napětí v základové spáře můžeme napsat rovnici:

σ V , MAX =

RV ⎛ 2M ⎞ ⎜⎜ LMIN ,UNOSNOST − ⎟⎟ R V ⎠ ⎝

(5.79)

Z jednotlivých délek hledáme jejich maximum max{LMIN,POS;LMIN,TLAK;LMIN,UNOSNOST}, které by v našem případě mělo být popisováno jako šířka. Britské předpisy však navíc doporučují, aby minimální délka výztuh ležela v intervalu 0.6 ≤ L/H ≤ 0.8. Nižší hodnota platí pro opěrné konstrukce a vyšší pro mostní opěry. Podrobnější informace o minimální šířce lze nalézt v BS 8006. Nakonec je nutné posoudit MSE blok na celkovou stabilitu (např. Bishop, Sarma apod.) - 〈obrázek 5.76〉. Podrobnější postup lze nalézt například v publikaci „Armované zeminy“ (Vaníček, 2001).

Celková stabilita Vnitřní stabilita:

Pomocí vnější stability jsme stanovili minimální délku vyztuženého bloku v základové spáře. V dalším kroku je nutno najít výztuhy a jejich rozmístnění po výšce bloku pro zajištění vnitřní únosnosti bloku. To zahrnuje kontrolu pevnosti výztuhy a její kotevní délky. Kontrola pevnosti výztuhy představuje stejný postup, jako bylo naznačeno u strmých svahů, kdy hledáme optimální vzdálenost mezi výztuhami z podmínky, že napětí od výztuhy v určité hloubce je rovno nebo větší než vodorovné napětí od zeminy či vnějšího zatížení. Modifikujeme-li rovnici (5.47) na naše podmínky, pak ji můžeme zapsat ve tvaru: SV =

TD

∑σ

(5.79)

ah

kde SV

svislá vzdálenost mezi výztuhami 〈obrázek 5.77〉

TD

výpočtová pevnost výztuhy

- 134 (175) -


Σσah

vodorovné napětí od tíhy zeminy, rovnoměrného zatížení, pásového či vodorovné síly

Definování svislé vzdálenosti výztuh Pro stanovení vodorovného napětí si nejdříve ve všech případech určíme svislé napětí, které přepočteme na vodorovné pomocí součinitele aktivního zemního tlaku „Ka“. Vodorovné napětí „σah“ od zeminy a vnějšího rovnoměrného zatížení v hloubce „z“ se vypočte ze svislého kontaktního napětí od části bloku do hloubky „z“ vynásobeného součinitelem aktivního tlaku. Na takto vyčleněný blok, pak působí síly dle 〈obrázku 5.78〉, které v spodní části vyvozují kontaktní napětí definované rovnicí

σ V , MAX , Z =

RV 6M + 2 L L

(5.80)

σ V , MIN , Z =

RV 6 M − 2 L L

(5.81)

a

Moment v rovnicích (5.80) a (5.81) je určen vůči středu spodní části bloku a lze je zapsat podle 〈obrázku 5.78〉 rovnicí:

⎡ ⎞⎤⎛ z L ⎞ ⎛ γ z2 M = ⎢ K a 2 ⎜⎜ 2 + q2 z ⎟⎟⎥⎜ − ⎟ ⎠⎦⎝ 3 2 ⎠ ⎝ 2 ⎣

(5.82)

a svislá výslednice Rv v hloubce „z“ se vypočte se součtu všech svislých sil působící na vyčleněný blok: RV = γ 1 zL + q1L

(5.83)

kde Ka2

součinitel aktivního tlaku zeminy za vyztuženým blokem

γ1 resp. γ2

objemová tíha zemina ve vyztuženém bloku resp. za ním

Známe-li svislé napětí, můžeme stanovit vodorovné napětí z rovnice:

σ H , MIN , Z = σ V , MAX , Z K a 2

- 135 (175) -

(5.84)

č. 5


Vnitřní stabilita - síly působící na blok od vlastní tíhy a rovnoměrného zatížení Obdobným způsobem se stanoví vodorovné napětí od pásového zatížení – „σa,p“ a od vodorovné síly – „σa,H“. Napětí „σa,p“ závisí na hloubce „z“, pro kterou jej stanovujeme. Oblast vyztuženého bloku tak lze rozdělit na tři zóny. V zóně 1 představuje oblast do hloubky „z1“, kde se roznášecí linie protne s čelem MSE. Pro tuto hloubku se vypočte svislé napětí ze vztahu:

σ V , P ,1 =

FV BS + z

(5.84a)

kde FV

vnější svislá síla působící na šířce BS

BS

šířka pasu

Od hloubky „z1“ do hloubky, kde se roznášecí linie protne s rubem vyztuženého bloku (hloubka „z2“) se určí svislé napětí ze vztahu:

σ V , P,2 =

FV BS + xS +

z 2

(5.84b)

kde xS

vzdálenost okraje pasu od líce MSE 〈obrázek 4.79〉.

Poslední zóna 3 je od hloubky „z2“ do hloubky „z = H“. V této zóně je napětí definováno rovnicí:

σ V , P ,3 =

FV L

(5.84c)

Příslušné vodorovné napětí v hloubce „zi“ se stanoví z rovnice: - 136 (175) -


σ ah , P = K aσ V , P ,1( 2,3)

(5.84d)

Zobrazení rozdělení vyztuženého bloku do jednotlivých zón je na 〈obrázku 5.79〉.

Vnitřní stabilita – rozdělení na zóny Posledním zatížením, které jsme uvedli, že bude mít vliv na rozdělení výztuh po výšce je horizontální síla – FH. Vodorovné napětí se stanoví z 〈obrázku 5.80〉 pomocí vztahu:

σ ah , H =

2 FH zS

(5.85)

- 137 (175) -

č. 5


Vnitřní stabilita – vodorovná síla Posouzení kotevní délky „LK“ se provádí metodou klínů. Metoda klínů spočívá ve vytváření klínů od zvolené úrovně „z“, které protínají příslušné výztuhy 〈obrázek 5.81〉.

Vnitřní stabilita – metoda klínů Obdobně jako na 〈obrázku 5.81〉 se určí kontaktní napětí v hloubce „z“ pro danou výztuhu a protože je kotevní délka až za klínem musí se spočítat průměrné vertikální napětí působící nad kotevní oblastí. Průměrné svislé napětí se spočítá z rovnice:

σ V = σ V , MIN + (σ V , MAX − σ V , MIN )

LK 2L

(5.86)

Dosadíme-li toto napětí do rovnice (5.69) a upravíme ji pro podmínky opěrné stěny, pak nabude tvaru:

- 138 (175) -


LK ≥

f f TD 2σ V wLKα Ptgϕ1′

(5.87)

kde ff

dílčí součinitel spolehlivosti zohledňující spolupůsobení mezi výztuhou a zeminou na vytažení

w

šířka výztuhy na 1 bm konstrukce

Provádění vyztužené zeminy geosyntetiky

Při pokládání geosyntetik platí obecné zásady, které je nutné dodržovat u všech aplikací. V České republice jsou shrnuty v předpisu TP 97. Cílem je, aby na v konstrukci byl použit typ geosyntetika, který je definován projektem, aby nedošlo k poškození výztuhy během manipulace s ní či další vlivy. Dle TP 97 můžeme jednotlivé zásady rozdělit do těchto kategorií: □ Přejímka geosyntetika: o Každá dodávka (tj. role) má obsahovat informace o dodavateli, výrobním názvu, druhu výrobku, zatřídění výrobku, druh polymeru, plošná hmotnost, označení jednotky, rozměry jednotky a jmenovitá hmotnost jednotky tak, aby mohla stavba ověřit, že dodané výrobky souhlasí s objednanými □ Kontrola na stavbě: o Provádí se vizuální kontrola zda není výrobek mechanicky poškozen či jeho obal, popř. jeho srovnání s již dodávanými výrobky apod. □ Skladování a manipulace: o Pokud se výrobek musí skladovat, pak musí být především ochráněn proti UV záření popř. deštěm či sněhem (netkané geotextilie). Při manipulaci s ním nesmí dojít k jeho mechanickému poškození před zabudování. Přemísťování rolí se provádí vzhledem k její hmotnosti pomocí ocelového trnu, který se osadí do středu role. o Výrobce má za povinnost specifikovat podmínky pro skladování a manipulování □ Řezání: o Nedoporučuje se. Pokud je nutné jej provést, musí se použít vhodné řezné nástroje (nůžky, pilka, nože apod.). Výrobce by měl specifikovat, jak se daný výrobek nejvhodněji rozpojuje. □ Pokládání: o Před položením geosyntetika mají být z povrhu terénu či jiné plochy odstraněny ostré předměty (kameny, kořeny apod.). o Případné prohlubně po ploše se mají vyrovnat o Geosyntetikum má být před zasypáním vypnuto (tj. zbavení tvarové paměti z navité role). Vypínání se provádí tak, že se počátek role ukotví (kolíky, nasypáním zásypového materiálu apod.), rozvine se role a vypne se na druhém konci buď ručně nebo pomocí mechanizace. U delších rolí se provede ukotvení role i uprostřed.

- 139 (175) -

č. 5


o Po geosyntetiku není možné pojíždět mechanismy či dalšími prostředky, které by jej poškodily. Po geosyntetiku je možné pojíždět při jeho přesypáním minimálně 150 – 200 mm zásypového materiálu. □ Spojování: o U podkladních vrstev je nutné pokrýt celou plochu a v případě, že šířka či délka role je menší než rozměry plochy, musí se provést přesahy, které zajistí přenos mezi pásy geosyntetik a tím nedojde k oslabení na jejich styku. Velikost přesahu by měla odpovídat očekávaným svislým deformacím povrchu. Minimální přesah je 300 mm. o U výztužné funkce musí být provedeno dokonalé spojení jednotlivých pásu ve směru působícího hlavního tahového namáhání. Spoj se provádí sešíváním, svorkováním, lepením, svařováním nebo proplétáním. Pevnost spoje musí být prokázána. Podkladní vrstvy

Pro technologii pokládky geosyntetik u podkladních vrstev je více méně nutné splnit obecné podmínky. Zásypový materiál musí být zhutněn dle podmínek uvedených v normě ČSN 72 1006 (1998). Strmé svahy a opěrné konstrukce Provádění vyztužených konstrukcí je již poměrně náročnější na technologii provádění, protože je nutné sledovat celou řadu činitelů. Podmínky kladené na výstavbu vyztužených konstrukcí bude ukázán pro opěrné konstrukce, které jsou mnohem náročnější na technologii výstavby než je tomu u strmých svahů resp. klasických svahů (tj. kolem 45°). Výstavba vyztužené opěrné konstrukce: □ Geodetické sledování: o Během výstavby je nutné sledovat přesnost provádění jednotlivých konstrukčních celků a sledovat odchylky od teoretického líce konstrukce. Projektem má být např. definována maximální odchylka ve vodorovném směru od teoretického líce po celé výšce zdi (např. +/- 30 mm), maximální výšková odchylka vodorovných spar (např. lícové prvky, kde po délce zdi má být +/15 mm), vzájemná relativní odchylka (např. na 1 bm jsou povoleny max. 3 mm). o Dle náročnosti konstrukce je případně nutné navrhnout sledování přetváření konstrukce po její výstavbě. □ Geotechnické sledování: o Během výstavby vyztužené konstrukce je nutné provádět kontrolní měření např. míry zhutnění zásypového materiálu, křivku zrnitosti, vlhkost a další vlastnosti, které jsou předepsány projektem. □ Technologie výstavby: o Upravení základové spáry pro zbudování základového prvku (většinou pas) dle lícové úpravy vyztužené konstrukce. Většinou se na horním povrchu základu vytvoří mělká rýha pro tvarové zafixování řady lícních prvků

- 140 (175) -


o Provede se osazení lícního prvku. Lícní prvek se osadí buď již se zabudovanými částmi výztuh nebo se osadí bloky až po úroveň vrstvy výztuhy. o Položení vrstvy výztuhy. Z role se ustřihne projektovaná délka výztuhy a napojí se buď k panelu nebo se položí na blok a přitíží dalšími bloky až do další úrovně výztuh. o Poté provede nasypání a zhutnění zeminy dle ČSN 72 1006 (1998) po úroveň výztuhy. Pozn: při hutnění v okolí líce vyztužené konstrukce se nesmí používat těžké hutnící prostředky či mechanismy ve vzdálenosti 2.0 m od líce. V této oblasti se doporučuje použít vibrační desku či válec do hmotnosti 1000 kg. Po zhutnění je nutné kontrolovat geometrie líce. o Přehnutá výztuha se rozprostře přes zhutněnou vrstvu zeminy a vypne a následně zafixuje. o Tento postup se opakuje až do finální výšky vyztužené oblasti

5.6

Shrnutí

Kapitola 5 je nejrozsáhlejší kapitolů těchto učebních textů. Cílem této kapitoly je podat čtenářům informace z oblasti zlepšování, vyztužováním a úpravou zemin. I když se ve všech případech jedná o změnu ve výsledném chování zemin, je si potřeba uvědomit v jakém slova smyslu to je – princip, podstata. Zlepšení rozumíme technologický postup, kdy nepředáváme do zemního prostředí žádný další materiál; technologie, které naopak vycházení z toho, že se do zemního prostředí přidává další geomateriál, který se zeminou víceméně vytváří kompozit – zemina + geomateriál (štěrk, geosyntetika, ocelové prvky apod.). Podstata poslední skupiny technologií spočívá v přidání další hmoty, která se vzájemně promíchá se zeminou. Naplní kapitoly je jednak popis dané technologie a zásady výpočtu. Kontrolní otázky

Proč provádíme hutnění? Čím je vyjádřena míra zhutnění? V čem je rozdíl mezi PS a PM? Je větší propustnost na mokré nebo suché větvi? U kterých zemin je nutné provádět časové prodlevy: Co to jsou časové prodlevy? Jakými účinky zhutňujeme soudržné zeminy? Používá se Proctorova zkouška pro nesoudržné zeminy? Proč můžeme mít křivka obrácený tvar než je tomu u soudržných zemin? Jak zabráníme prosednutí s ostrohrannými zrny ?

násypu

z hrubého

štěrku,

Jak zabráníme prosednutí násypu ze zvětralého kameniva?

- 141 (175) -

kameniva

č. 5


Napište vlivy ovlivňující zhutňování nesoudržných zemin? Jakými účinky nejlépe zhutníme nesoudržné zeminy? Napište způsoby, účinky hutnění? Jaký hutnící prostředek použijeme pro zhutnění zeminy hnětením? Napište rozdělení hutnících prostředků dle povrchu běhounů? Jaký typ hutnícího prostředku je vhodný pro hutnění zemní konstrukce z vátého písku? Co je rozhodující charakteristika zeminy pro určení druhu zlepšení? Kterým parametrem je vyjádřena účinnost zlepšení ? Jaké máme způsoby zlepšení ? K čemu dochází při vyhodnocení PS zeminy zlepšené vápnem /vliv na zhutnitelnost/ ? Co je nejdůležitějším faktorem pro kvalitní stabilizaci? Vyjmenujte metody zlepšení jemnozrnných zemin ? Vyjmenujte metody zlepšení hrubozrnných zemin? Překonsolidace – podstata Vakuové čerpání – podstata Vertikální drény – podstata Dynamické zhutňování – podstata Vpěchování - podstata Vibroflotace – podstata Štěrkové pilíře – podstata Vápenné pilíře – podstata Jak se dělí vibrační zhutňování Vakuové čerpání – podstata Lze považovat ŠP pilíře za piloty Jaké typy polymerů se používají na výrobu geosyntetik? Jaké rozdělujeme geosyntetika dle technologie? Jakou plní funkci geosyntetika? Jak se stanoví dlouhodobá tahová pevnost? Jak se stanovuje síla na vytržení ? Který z polymerů je nejméně odolný vůči hydrolýze? Který z polymerů je nejméně odolný vůči oxidaci? Co plní separačního funkce? Co plní filtrační funkce? Co plní drenážní funkce? - 142 (175) -


Co plní ochranná funkce ? Co plní protierozní funkce? Co plní těsnící funkce ? Co plní výztužná funkce? Je povoleno přímo pojíždět po geosyntetiku? Na co je potřeba dbát při pokládání geosyntetik ? Jak nám pomůže výztužné geosyntetikum při výstavbě svahů? Které posudky je nutné provést při posuzování vyztužené opěrné konstrukce ?

- 143 (175) -

č. 5


6

Obecné zásady návrhu zemního tělesa

V kapitole „5. Úprava zemin“ jsou popsány postupy pro návrh zlepšení zemin, a to se zaměřením v převážné míře na podloží zemní či jiné stavební konstrukce (haly, skladovací plochy). V mnoha případech je to však jen dílčí fáze návrhu resp. posouzení zemní konstrukce a je tedy nutné navrhovat resp. posuzovat konstrukci jako celek (silniční násyp = podloží + vlastní těleso násypu). Cílem této kapitoly je seznámit čtenáře s komplexnějším návrhem zemní konstrukce v souboru obecných zásad, postupů, které se mohou uplatnit při jejím návrhu. Opět i zde se zaměříme především na zemní konstrukce dopravních staveb, a to násyp a zářez. Předtím než začneme navrhovat konstrukci, měli bychom se seznámit s předpisy, které jsou nutné či spíše předepsané zadavateli. A protože v současné době je většina nově budovaných zemních těles prováděna v rámci rozšiřování stávající silniční a dálniční, které spadají pod statní organizaci Ředitelství silnic a dálnic, je nutné se řídit zásadami a požadavky vyplývajících z předpisů pro dopravní stavby – ČSN 73 6133, Technickými podmínkami atd. V železničním stavitelství je zase předpis S4 či další předpisy. A v neposlední řadě ani nelze opominout normu ČSN P ENV 1997 – 1 – Eurocode 7. Provedeme-li rešerši z těchto předpisů, tak zjistíme, že je nutné dodržovat následující zásady: o

Stanovení geotechnické kategorie dle geotechnických poměrů na lokalitě a náročnosti konstrukce

o

Ověření a určení geotechnický vlastností zemin, skalních hornin a druhotných surovin

o

Uvážení mechanismů vedoucích k porušení či ztrátě únosnosti resp. mezním deformacím konstrukce

o

Vlastní návrh zemní konstrukce na základě

Odborného odhadu Vzorové řešení Výpočtem Experimentální modely Observační metoda Tyto zásady jsou, pak přehledně popsány v normě ČSN 73 6133 a tedy převážně z ní bude citováno v této kapitole.

6.1

Geotechnická kategorie

Vzhledem k složitosti a náročnosti či významu konstrukce se u geotechnických konstrukcí provádí jejich začlenění do příslušných kategorií. Není neznámá problematika, protože s tímto přístupem se čtenáři již mohli setkat v předmětu Mechanika zemin při posuzování plošných základů. Obdobné členění máme tedy i u zemních konstrukcí, a to dle geotechnických poměrů a náročnosti zemní konstrukce.

- 144 (175) -


Geotechnické poměry se dělí na jednoduché a složité. Mezi jednoduché poměry zemního tělesa patří následující kritéria hodnocení: (1) území uvažovaného staveniště není členité, (2) vlastnosti zemin, hornin a druhotných surovin se výrazně nemění, (3) vrstvy jsou uloženy přibližně horizontálně a výrazně se nemění jejich mocnost a (4) hladina podzemní neovlivňuje návrh zemní konstrukce. Abychom však mohli považovat geotechnické poměry za jednoduché, musí být splněny alespoň dvě podmínky z prvních tří a současné musí být splněna čtvrtá podmínka. Pokud není předchozí skutečnost naplněna, pak již hovoříme o složitých geotechnických poměrech. Dle charakteru konstrukčního uspořádání můžeme posuzovanou konstrukce označit buď jako nenáročnou nebo náročnou. Za nenáročnou konstrukci považujeme násypy či zářezy u nichž výška nepřekročí 3.0 m, sklon rostlého terénu není větší než 10% a pokud její výstavbou nedojde k ovlivnění okolních konstrukcí. V ostatních případech mluvíme o náročné konstrukci, mezi niž spadají i vyztužené zemní těleso. Na základě těchto kritérií, pak byla vypracována tabulka 6.1 definující jednotlivé kategorie a požadavky na stanovení vstupních parametrů. Tabulka 6.1: Geotechnické kategorie (ČSN 73 6133) Stavba zemního tělesa

Nenáročná

Náročná

Geotechnické poměry

Jednoduché

Složité

Jednoduché

Složité

Geotechnická kategorie

1

2

2

3

Stanovení geotechnických parametrů

6.2

Podle zkušeností ze staveb v okolí. Pro návrh se dovoluje použít směrné normové hodnoty dle ČSN 73 1001 s případným sledováním stavby

Geotechnickými zkouškami

Viz. x

Geotechnické vlastnosti materiálů

Abychom mohli stanovit vlastnosti geomateriálů musíme nejdříve provést odběr vzorků. To se realizuje během geotechnického průzkumu na nějž kladené požadavky byly nastíněny v kapitole „2. Geotechnický průzkum“. Podrobnější informace lze nalézt v učebních textech od autorů Horák, Pospíšil a Paseka

- 145 (175) -

č. 6


(2004) na adrese: http://geotech.fce.vutbr.cz/wwwroot/scripta/mech.hornin/uc_texty_MH_IG_ob sah.htm Výsledkem geotechnického průzkumu jsou pak informace o: (1) geologii, (2) morfologii, (3) hydrogeologii popř. o (4) seizmicitě či (5) dalších vlivech (např. kontaminace). S odebraných vzorků se stanoví vlastnosti zemin pro návrh zemní konstrukce. Proto by měl inženýrský geolog mít i znalosti o chování konstrukce a tomu uzpůsobit odběr vzorků nebo v lepším případě přímo spolupracovat s projektantem díla. Laboratorní pracemi mají být tedy zjištěny všechny parametry, které jsou potřebné k návrhu resp. posouzení konstrukce. Z tabulky 6.1 v vyplývá, že u 2. a 3. geotechnické je nutné stanovit návrhové parametry pomocí geotechnických zkoušek, kde rostlé materiály se mají zkoušet na neporušených vzorcích a materiály, které se budou používat v násypech, zásypech, odsypech se mají stanovit z uměle vytvořených vzorků zhutněných energií Prostor standard, u více namáhaných konstrukcí (např. letištní plochy) energií Prostor modifikovaný. U násypů z kamenité sypaniny spadajících do 3. geotechnické kategorie je potřeba ověřit výsledky průzkumu a doplnit zvláštními průzkumnými pracemi (zhutňovací zkoušky, pokusné stavby a zkušební odstřel, geofyzikální průzkum). Podle ČSN 73 6133 tyto práce jsou určeny k ověření: o

Předpokládaných vlastností horninového masívu a jeho narušení trhacími pracemi

o

Dodržení požadované přesnosti výlomu skalního svahu a skalní pláně

o

Použitelnosti předpokládané sypaniny a ke stanovení podmínek použití

o

Předpokládaných technologií těžby, ukládání a zhutňování sypaniny

o

Geotechnických vlastností zhutněné sypaniny

6.3

Stabilita a deformace

Při posuzování geotechnické konstrukce se snažíme postihnout všechny mechanismy, které mohou nepříznivě ovlivnit funkčnost konstrukce, a to jak během její výstavby, tak i po dobu její životnosti. Z hlediska možných případů, které je nutno posoudit patří: o

Ztráta celkové stability (únosnosti)

o

Porušení erozí povrchovou nebo vnitřní anebo výmolem

o

Porušení vztlakem

o

Mezní deformace, které omezí použitelnost samotné konstrukce či objektů souvisejících se zemní konstrukcí

Celková ztráta stability představuje u zemních konstrukcí řešení stability násypu, zářezu, vyztužené opěrné konstrukce a dalších typů. Stabilitu u zemních konstrukcí dělíme na krátkodobou anebo dlouhodobou. Toto rozdělení vyply- 146 (175) -


nulo se skutečnosti, že některé svahy se sesunou po velmi krátkém období (násypy na málo únosném podloží) nebo až v delším časovém horizontu po jeho zbudování (zářezy). A co zapříčiňuje tento stav?. Je to: o

Změna pórových tlaků během provádění konstrukce a po jejím vybudování (nárůst, rozptylování)

o

Progresivní porušování – porucha se šíří z místa z nejmenší pevností do okolí

o

Zvětrávání – dochází ke snižování pevnosti vlivem povětrnostních podmínek

My si popíšeme první dva aspekty. Problematikou pórových tlaků se v šedesátých a sedmdesátých letech minulého století zabývala celá řada odborníků - Skempton, Hutchinson, Bishop, Bjeerrum. Ukázali, že tento jev souvisí se změnou pórových tlaků vlivem změny napjatosti v zemním tělese, a je obzvláště charakteristický pro vodou nasycené jemnozrnné zeminy. Podle Skemptona a Hutchinsona, lze rozlišit tři podmínky stability svahu z hlediska míry vyrovnání pórových tlaků (Vaníček, 1990, kap. 11.3): o

Krátkodobé (neodvodněné) – změna pórových tlaků vyvolaná změnou totálních napětí není vyrovnána (∆u >> 0 Pa)

o

Mezilehlé – částečné vyrovnání pórových tlaků (∆u > 0 Pa)

o

Dlouhodobé (odvodněné) – úplné vyrovnání pórových tlaků, kdy se již odpovídají hodnotám ustáleného proudění pro nový stav (∆u = 0 Pa)

V roce 1957 Skempton odvodil závislost mezi změnou pórového tlaku a změnou hlavních totálních napětí: ∆u = B[∆σ 3 + A(∆σ 1 − ∆σ 3 )]

(6.1)

kde ∆u

změna pórového tlaku vody

∆σ1(3) totální hlavní napětí (isotropie) A, B

součinitelé pórového tlaku

Máme-li navíc plně nasycenou zeminu, pak součinitel B = 1 a rovnice (6.1) se upraví na tvar:

∆u = [∆σ 3 + A(∆σ 1 − ∆σ 3 )]

(6.2)

Součinitel A je specifický pro příslušnou zeminu. Pro normálně konsolidované jíly Bishop a Bjerrum zjistili, že je jeho velikost rovna 1.0. Tuto hodnotu lze uvažovat i u měkkých jílů. U překonsolidovaných jílů a hlín je součinitel A = 0. Na základě těchto poznatků Bishop a Bjerrum (1960) popsali, jak se budou měnit pórové tlaky u zářezu v čase a jaký to má vliv na stupeň stability. Pro zjištění změny použili kruhovou smykovou plochu a příslušnou změnu sledovali ve zvoleném bodě „P“ smykové plochy. - 147 (175) -

č. 6


Sledujme nejdříve změnu v bodě „P“ u zářezu. Před zbudováním výkopu pórový tlak vody „u0“ v bodě „P“ odpovídá původní hladině podzemní vody a změna tlaku ∆u = 0 Pa. Postupným odkopáváním zeminy dochází ke zvětšování přírůstku pórového tlaku, a to v negativních hodnotách (-∆u), což má za následek, že pórový tlak se snižuje a tím se zvyšuje smyková pevnost. To se samozřejmě projeví na zvýšení stupně stability. S postupem doby však dochází po zhotovení výkopu k vyrovnávání pórového tlaku až na hodnotu odpovídající novému stavu. To má však za následek opačný efekt. Dochází ke zvyšování pórového tlaku vody, snižování smykové pevnosti a stupně stability. Tento proces je pak zobrazen na 〈obrázku 6.1〉.

Změna pórového tlaku, efektivního napětí a stupně stability u zářezu výkopu (Bishop, Bjerrum)

- 148 (175) -


A co se stane, jestli přitížíme oblast nad sledovaným bodem „P“. Tuto otázku řešil v roce 1973 Bjerrum. To odpovídá například budování násypu na podloží z vodou nasycených jílů. Opět si vyznačme na smykové ploše bod „P“a sledujme ho. Na rozdíl od předchozího v tomto případu vzniká positivní přírůstek pórového tlaku (+∆u), protože větší přírůstek napětí nastane ve směru ∆σ1. S postupem doby dochází k snižování kladného přírůstku pórového tlaku vlivem konsolidačního procesu, a to až do jeho úplného vyrovnání (+∆u → 0 Pa) . Tento proces lze opět vyjádřit graficky (〈obrázku 6.2〉).

Změna pórového tlaku, efektivního napětí a stupně stability u násypu (Bishop, Bjerrum)

- 149 (175) -

č. 6


Norma ČSN 73 6133 rozlišuje tedy dlouhodobou a krátkodobou stabilitu. A dává následující doporučení. Dlouhodobá stabilita (odvodněné podmínky) se řeší v efektivních parametrech. Pro stabilitní posouzení je tedy potřeba mít definované efektivní smykové parametry, objemovou tíhu zeminy, pórový nebo proudový tlak při ustáleném proudění. Krátkodobou stabilitu lze rovněž řešit pomocí efektivních parametrů, je však již nutné znát změnu pórových tlaků. Norma však připouští tuto stabilitu řešit v totálních parametrech. Druhým aspektem, který se podílí na stabilitě svahů je progresivní porušování. Často je tato otázka spojována s tzv. potrhanými jíly, kdy smyková pevnost při porušení je menší než vrcholová, ale vyšší než reziduální. Skempton zjistil laboratorně, že k porušení dochází sice při vrcholovém úhlu, ale nulové soudržnosti. A co se vlastně děje při progresivním porušování si vysvětlíme na následujícím příkladě, který je zachycen na 〈obrázku 6.3〉. K porušení nedochází naráz po celé ploše, ale začíná v lokálním místě, které si označme jako „S“. V bodě „S“ dojde tedy k překročení smykové pevnosti, a protože pevnost materiálu je v tomto místě vyčerpána, začne napětí přerozdělovat do jeho okolí. Porucha se tedy šíří od tohoto bodu dále do stran. V našem případě pokles pevnosti v bodě „S“ způsobí, že se napětí přenese do jeho okolí a vytvoří se oblast porušení omezená body „A1“ a „B1“. V této oblasti, pak nastane rovněž překročení smykové pevnosti a zároveň dojde i ke snížení smykové pevnosti v bodě „S“. Tímto proces se může porucha šířit do dalšího okolí, až může dojít k zhroucení konstrukce – sesutí svahu.

Schéma šíření poruchy při progresivním porušování (Vaníček, 1990) - 150 (175) -


K poruše zemní konstrukce může nastat i vlivem vnitřní eroze anebo vztlaku. Tento mechanismu porušení se může objevit v případě, že dojde k rychlému nastoupání vody v okolí zemní konstrukce. To způsobí například u násypu, že voda odlehčí patu (vztlak), čímž se sníží pasivní složky a může dojít k jeho sesutí. Při nastoupání vody před konstrukcí se však může nastat i nasycení zemní konstrukce. Dojde-li pak k poměrně rychlému poklesu nastoupené hladiny před konstrukcí nastane vzniklým rozdílem hladin proudění vody ven z konstrukce. To pak může způsobit, že proudící voda začne sebou unášet jemnější částice za současného zvyšování pórovitosti materiálu, což může vést až k poruše konstrukce. V tomto případě hovoříme o vnitřní erozi. Proti tomuto mechanismu porušení zemní konstrukce se bráníme řadou opatření. V první řadě volíme zeminy, které jsou méně náchylné k vyplavování jemných částic – dle terminologie se jedná o vhodné zeminy do násypů. Pokud nemáme k dispozici tyto zeminy, lze navrhnout filtr, který zachytí jemné částice a zabrání vytvoření vnitřní eroze. Lze použit zeminy zlepšené pojivy anebo snížení hydraulického spádu apod. Tento způsob porušení konstrukce je charakteristický pro inundační území, pokud nejsou provedena potřebná opatření. Z hlediska výpočtu norma ČSN doporučuje použít parametry pro dlouhodobou stabilitu s uvážením nejnepříznivější hladiny a příslušné proudové sítě. Povrchová eroze se odehrává v místech se silnými dešťovými srážkami či v těsné blízkosti vodního toku. K povrchové erozi jsou zvláště nesoudržné stejnozrnné zeminy s převažující prachovitou nebo jemně písčitou frakcí. K omezení či zabránění povrchové eroze se používají kamenné pohozy, vegetační tvárnice, geosyntetické rohože atd. Cílem je snížit rychlost proudící vody, její energii (viz. TP 53, 1992).

6.4

Návrh zemní konstrukce

Návrh jakékoliv konstrukce můžeme realizovat pomocí různých přístupů. Každý z nich však musí zaručit spolehlivý návrh. Na začátku kapitoly 5 jsme si uvedli pět možností. První možnost vychází ze zkušeností. Mluvíme od odborném odhadu. Tento způsob návrhu si však nemůže dovolit kde kdo, protože je založen na mnohaletých zkušenost z řešené problematiky. Druhý způsob vychází ze vzorového řešení. U geotechnických konstrukcích na rozdíl např. od ocelových je obtížněji aplikovatelný, protože podmínky se liší místo od místa. No prostě každá geotechnická konstrukce je tak jako člověk ojedinělý exemplář. Dalším přístupem navrhování je experiment, který by měl být správně na prvním místě, protože abychom získali zkušenosti či vzorová řešení, museli jsme danou konstrukci nejdříve postavit. Jinak řečeno, první konstrukce, které člověk postavil byly vlastně experimentem v měřítku 1:1. Experimentální měření v geotechnice hrálo a hraje pořád velmi významnou roli. I když v současné době se stále více dere do popředí matematické modelování díky novým znalostem o chování materiálů, s kterými pracujeme. Nyní se ještě na chvíli vraťme k experimentu a řekněme si k němu aspoň pár slov vzhledem k rozsahu textu, i když by zasluhovalo samostatnou velkou kapitolu. Podle podmínek provádění experimentu jej můžeme rozdělit na: o

Modely v měřítku 1:1

- 151 (175) -

č. 6


o

Modely v měřítku 1:M (fyzikální – 1g, v centrifuze - ng)

Modely v měřítku 1:1 se provádějí na skutečné konstrukci. V případě stavebnictví je však velmi obtížné vzhledem k jejím rozměrům. Ale i přesto je najdeme v praxi. Patří sem například statická zatěžovací zkouška piloty. Fyzikální modely patří mezi mechanické modely, které se provádějí ve zmenšeném měřítku oproti prototypu. Mezi prototypem a model tak musí platit podmínky fyzikální podobnosti. Fyzikální modelování vychází z několika základních teorémů podobnosti a jejich doplňků. Teorie podobnosti se opírá o kritéria podobnosti, jimiž se rozumí bezrozměrové veličiny plně nahrazující ve zkoumaném jevu rozměrové fyzikální veličiny. První vyjadřuje rozměrovou nezávislost na zvolené soustavě základních jednotek měření. Z tohoto teorému vyplývá, že vztah mezi dvěma veličinami je nezávislý na zvoleném měřítku základních jednotek. Druhý teorém říká, že z hlediska rozměrovosti lze libovolnou rovnici popisující zkoumaný fyzikální proces. Základním teorémem podobnosti a modelování je tzv. Pí – teorém, který vznikl zpřesněním Buckinghamova π - teorému Langhaarem. V posledních letech se stále více do popředí dostává modelování v centrifugách, kde na rozdíl od 1g fyzikálních modelů analyzuje model, který je namáhán zrychlením větším než gravitační země „g = 9.81 ms-2“, tj. zrychlení rovná se „ng“, kde n = rω2/g. Předtím než se ponoříme do matematického modelování popíšeme si observační metodu. Observační metoda se řadí v geotechnice mezi plnohodnotné návrhové metody a je také součástí ČSN P ENV 1997 – 1 – Eurocode 7, kde v kapitole 2. Zásady navrhování geotechnických konstrukcí definovány základní principu této metody, a které jsou zde citovány:

6.4.1

Observační metoda

(1)P Protože předpověď geotechnického chování je často obtížná, je někdy vhodné přijmout přístup známý jako „observační metoda“, při které je návrh posuzován v průběhu výstavby. Jestliže je použit tento přístup, musí se před započetím výstavby: o

stanovit meze přijatelného chování,

o

stanovit rozsah možného chování a prokázat, že je přijatelná pravděpodobnost, že skutečné chování bude v rámci stanovených mezí,

o

naplánovat monitoring, který odhalí, zda skutečné chování leží uvnitř přijatých mezí. Monitoring musí toto učinit jasně a v dostatečně raném stadiu, aby v dostatečně krátkém intervalu mohla být zachycena nepředvídaná zatížení. Doba odezvy přístrojů a postupů pro analyzování výsledků musí být dostatečně krátká s ohledem na možný vývoj systému,

o

vypracovat plán možných opatření, který se může přijmout, jestliže monitoring odhalí chování mimo přijatelné hranice

(2)P Během výstavby musí být monitoring prováděn podle plánu a jestliže je to nutné, musí být použit dodatečný nebo náhradní monitoring. V příslušných

- 152 (175) -


stádiích musí být vyhodnoceny výsledky monitoringu a musí být uskutečněna plánovaná opatření proti nepředvídaným skutečnostem, jestliže je to nutné. Obecně řečeno je observační metoda postup, který kombinuje spolu matematické modelování a monitoring za účel navržení, zhotovení optimální konstrukce. Jedná se vlastně o optimalizaci za pochodu. A proto oba přístupy musí být ve vzájemné symbióze. Proto nelze považovat za observační metodu postup, kdy provádíme monitoring jen pro ověření platnosti předpovědi o chování v určitém stadiu výstavby konstrukce bez případných dalších změn, a to jak z pohledu pozitivního, tak negativního pro chování konstrukce. V tomto případě se jedná o prostý monitoring. No a ní se již můžeme věnovat matematickému modelování, které lze někdy nebo spíše samotné programy přirovnat k černé díře, kdy stejně jako u ní nás něco silně přitahuje (když se něco řeší hned spěcháme k počítači). Pak to díra nasaje (zadáme vstupy), probíhají v ní procesy, které nevidíme (u nás je krabička plná čipů), a pak nastane konec. A v našem případě obdržíme aspoň výsledek, který však nemusí být vždy tím správným, protože vše je odvislé od vstupů potažmo popisu chování materiálů a přesnosti metody. Proto je se vždy nutné nad obdrženými výsledky znova zamyslet a nabrat je jako nějaký axiom.

6.4.2

Matematické modelování

Značně obecný pojem „matematické modelování“ je postup jak od složité reality docházíme k idealizaci skutečného chování konstrukce pomocí statických a materiálových (konstitučních, konstitutivních) modelů založených na matematických principech statiky, mechaniky deformovatelného kontinua a mechaniky zemin. Při takové idealizaci zároveň se ziskem relativně jednoduchého a rychlého výpočtu nutně dochází k zanedbání mnoha vlastností dané konstrukce různě důležitých z hlediska věrohodnosti výpočtu. Tudíž i matematické modely existují ve škále od velmi hrubě popisujících opravdové chování konstrukce až po modely z hlediska potřeb stavebního inženýra velmi podobné skutečnosti. Matematické modelování je účinný a dnes velmi hojně používaný způsob řešení geotechnických konstrukcí, proto je na místě snaha sledovat a analyzovat schopnosti dostupných standardních metod matematického modelování při řešení zemních konstrukcí. Matematické modelování se používá zejména za těmito účely: o

Pro odhad míry deformace navrhované konstrukce a to obvykle v různých časových stádiích během provádění a doby životnosti stavby. Údaje o deformacích zemního tělesa jsou důležité jak pro detailní návrh konstrukce tak pro plánování a kontrolu výstavby. Pro výpočet deformací se obvykle vychází z provozních hodnot zatížení, při kterých je vliv nelinearit mechanického chování zemin relativně nízký

o

Pro odhad míry stability (tzn. bezpečnosti proti porušení) dané konstrukce, která by měla odpovídat požadavku norem. Pro tento druh výpočtu se obvykle vychází z extrémních hodnot zatížení, při kterých je vliv nelinearit mechanického chování zemin relativně vysoký, čemuž by měl odpovídat i zvolený konstituční model

- 153 (175) -

č. 6


o

Pro zjištění detailních údajů o napětích, přetvořeních a objemových změnách po celém objemu konstrukce při různých hladinách zatížení. Nutno poznamenat, ze ne všechny postupy matematického modelování jsou schopny poskytnout takovéto informace

o

Pro srovnání výsledků laboratorního či „in situ“ experimentu s matematickým modelem

o

Při provádění parametrických studií, které sledují jakou měrou různé vstupní veličiny (vlastnosti zemin, výztuh, dimenze konstrukce) ovlivňují celkové chování stavby. Tyto studie mohou být výhodné při velkém rozptylu u jednotlivých vstupních veličin výpočtu

Matematické modely jsou zvláště důležité při bezprecedentním řešení konstrukce, tj. když nejsou pro danou situaci známy žádné předchozí zkušenosti. V závislosti na zvolených předpokladech výpočtu a na způsobu numerického řešení problému lze vymezit různé tradiční metody matematického modelování geotechnických konstrukcí. Všechny mají různé výhody i nevýhody v závislosti na typu řešeného problému a požadavcích na výpočet. Metoda mezní rovnováhy (MMR)

Tradiční přístup k výpočtům geotechnických konstrukcí je založen na teorii plasticity vyvinuté zprvu pro potřeby plastického výpočtu únosnosti ocelových konstrukcí (odkaz). Plastický výpočet spočívá v aplikaci statického (spodní hranice, „Lower Bound“) a kinematického (horní hranice, „Upper Bound“) teorému. Statický teorém tvrdí, že zatížení dané konstrukce určené na základě rovnovážného průběhu napětí po této konstrukci je vždy menší nebo rovno zatížení při mezním plastickém porušení. Kinematický teorém tvrdí, že zatížení určené na základě myšleného kinematického mechanismu porušení konstrukce je vždy větší nebo rovno zatížení při mezním plastickém porušení. Výsledku (hodnoty zatížení při mezním plastickém porušení) je dosaženo, když statický i kinematický teorém dávají shodné výsledky. Rigorózní postup plastického výpočtu však lze v praktických situacích dodržet pouze obtížně. Proto byl vyvinut zjednodušený postup zvaný metoda mezní rovnováhy („Limit Equilibrium Method“). Její algoritmus lze shrnout takto: Zvol mechanismus porušení konstrukce Æ vezmi v úvahu všechny působící síly Æ vyřeš silovou soustavu pomocí podmínek rovnováhy Æ výsledek je maximální možné zatížení pro daný způsob porušení Æ hledej nejnebezpečnější mechanismus porušení. Tento způsob výpočtu předpokládá „tuhý – ideálně plastický“ materiálový model, tzn. že nedojde k žádným deformací před dosažením meze kluzu a že mez kluzu je shodná s mezí porušení. Dále se předpokládá, že k porušení dojde po úzkých plochách. Tyto předpoklady vedou k několika zjevným omezením: o

Úhel vnitřního tření se v souladu s předpoklady mobilizuje rovnoměrně po celé délce smykové plochy, což je často v rozporu se skutečností a při návrhu založeném na vrcholovém úhlu vnitřního tření dochází k nebezpečí vzniku progresivní poruchy

o

Nelze určit míru deformace konstrukce. Vzniku nadměrných deformací lze při použití této metody zabránit redukcí úhlu vnitřního

- 154 (175) -


tření při výpočtu na takzvaný mobilizovaný úhel vnitřního tření, čímž se ve skutečném pracovním diagramu zeminy udržíme v rámci přibližně pružné části, ale stále nezískáme kvantitativní informaci o deformaci konstrukce. Tato situace vedla ke svým způsobem nepřirozenému rozdělení mechanických úloh geotechniky na problémy stability a problémy přetvoření či sedání. o

Nelze určit rozložení napětí, přetvoření a objemových změn v rámci konstrukce

o

Nelze určit vytížení (mobilizovaný odpor) zeminy či jiného prvku v provozních podmínkách

I přes výše zmíněné nevýhody/omezení se stala metoda mezní rovnováhy velmi oblíbená a masově používaná, zvláště pro svou rychlost a jednoduchost při současně dostačující míře spolehlivosti. Dnes jsou na ni založeny rutinní výpočty stability svahů. Hledání nejnebezpečnější plochy porušení při použití MMR může být zdlouhavé a únavné pro ruční výpočet, proto byla tato metoda často algoritmizována. Stabilita svahu

Při řešení stability svahů metodou mezní rovnováhy se vychází z mezního stavu stability na předpokládané smykové ploše a hledá se vzájemný vztah mezi silami bránícími proti sesuvu (smykový odpor zeminy tzv. pasivní síly) a účinky vyvolávajícími sesutí svahu (např. vlastní tíha, tzv. aktivní složky). Při řešení podle stupně stability může vztah mezi pasivními složkami zapsat ve tvaru: F=

pasivní složky aktivní složky

(6.3a)

či pomocí mezních stavů, které se stále více aplikují v geotechnice: pasivní

složky ≥ aktivní

složky

(6.3b)

Pro vyřešení stability svahu musí se tedy stanovit tyto složky. K jejich určení existuje celá řada metod vycházejících z MMR (viz. Tabulka 6.2). Náročnost každé z metod je samozřejmě odvislá od řady faktorů, které jsou definovány v tabulce 5.1. Pomineme-li fakt, zda se jedná o homogenní či vrstevnatý svah, který je více méně dán geotechnickým průzkumem, pak první otázka je volba smykové plochy. Rotační smykové plochy se předpokládají u svahů s jemnozrnných zemin (dle užívané terminologie v předmětu mechanika zemin tzv. soudržné). Rovinné smykové plochy jsou charakteristické sypkým zeminám či svahům, kde poddajnější vrstva leží na tužší vrstvě. V mnoha případech se však jedná o obecnější smykové plochy. Při posuzovaní stability svahu je tedy nutné zvolit metodu, která nejlépe vystihuje předpokládaný tvar smykové plochy.

Tabulka 6.2: Metody řešení stability svahu (GEOTEST a.s., 1987)

- 155 (175) -

č. 6


užití

přesnost

Technická náročnost

Časová náročnost

Vhodnost pro minimalizaci

Metoda

Petterson

K N

C

R

D

V

Bishop zjednodušená

G H

B

M

E

S

Mencl-Kristková

K H

A

R

E

S

Koudelka-Procházka

K N

C

R

D

V

Rovinné řešení

L N

C

R

D

V

Janbu zjednodušená

G H

B

M

E

O

Janbu přesná

G H

A

P

F

O

Nonveiller

G H

B

M

E

O

Woldt

G H

A

P

F

O

Maslov

G H

B

R

D

O

Spenser

G H

A

P

F

O

Ambrož

G H

A

M

E

O

Sarma

G H

A

M

E

O

Klínová metoda

L H

C

R

D

V

Vysvětlivky: Užití: K – v tělesech s rotační smykovou plochou G – v tělesech s obecnou smykovou plochou L – v tělesech s rovinou smykovou plochou, případně lomenou H – v homogenních masivech N – v heterogenních masivech Přesnost: A – všechny podmínky rovnováhy splněny B – výpočet s předpokladem vodorovného spolupůsobení výpočtových elementů (proužků) C – výpočet s izolovaným působením sil v jednotlivých elementech, případně jiné zjednoduš Technická náročnost: R – reálná možnost ručního řešení M – možnost použití malých počítačů P – nutnost užití velkokapacitních počítačů Časová náročnost:

- 156 (175) -


D – rychlá metoda (bez nutnosti iterace) E – středně rychlá metoda (s rychlou iterací) F – časově náročná metoda (využívající řešení soustavy rovnic, příp. s velkými iteračními cykly) Vhodnost pro minimalizaci stupně stability: V – vhodná S – podmínečně vhodná – minimalizaci lze uskutečnit na základě náročného výpočtu O – nevhodná Další podmínky již souvisí s přesností zvolené metody. Přesnost metody se odvíjí od splnění všech podmínek rovnováhy – dvě silové tak momentové. Protože používáme především proužkové metody, musí být splněny tyto podmínky nejen v celém tělese, ale i v jednotlivých proužcích. Při rozdělení sil působících na i-tý proužek šířky „b“, a která je zároveň velmi malá a lze předpokládat ji rovinou, můžeme podle 〈obrázku 6.4〉 zapsat jednotlivé podmínky rovnicemi: Silové podmínky:

∑F

= 0:

Ni sin α i + Ex (i +1) − Ex (i ) − Ti cosα i = 0

(6.4)

∑F

= 0:

− Ni cosα i + E y (i +1) − E y (i ) − Ti sinα i = 0

(6.5)

x

y

Momentová podmínka (k bodu „O“):

∑M = 0:

E y (i ) h(i ) − (N i cosα i + Ti sin α i )

bi b + (N i sin α i − Ti cosα i ) i tgα i + 2 2

b ⎛ ⎞ + E y (i +1) bi − E x (i +1) ⎜ h(i +1) + i tgα i ⎟ = 0 2 ⎝ ⎠

Síly působící na i-tý proužek Pro celé těleso pak platí: - 157 (175) -

(6.6)

č. 6


∑F

= 0:

∑F

= 0 : − ∑ N i cosα i − ∑ Ti sin α i + ∑ Gi = 0

X

y

∑ N sin α − ∑ T cosα i

i

∑ M = 0 : ∑ y(N sin α i

i

i

i

=0

(6.7) (6.8)

− Ti cosα i ) + ∑ xi ( N i cosα i + Ti sin α i − Gi ) = 0

(6.9)

Určíme-li si nyní statickou neurčitost konstrukce zjistíme, že dostáváme 6n-2 neznámých při rozdělení na „n“ proužků a 4n rovnic (3 podmínky rovnováhy a smykovou pevnost na každém proužku). Chybí nám tedy 2n-2 rovnic. Při řešení stability tak buď nesplníme všechny podmínky rovnováhy (zjednodušené řešení) nebo zavedeme 2n-2 předpokladů (rigorózní řešení). Na základě předchozích předpokladů jednotlivý autoři výpočtových metod stanovili své postupy řešení stability svahu. Nejznámější metodou je Pettersonova, která byla odvozena pro kruhovou smykovou plochu, kdy jednotlivé proužky mezi sebou vzájemné nespolupůsobí 〈obrázek 6.5a〉 a je splněna pouze momentová podmínka. Další známou metodou je Bishopova metoda, která na rozdíl od Pettersona zavádí síly působící na řešený proužek od sousedních proužků 〈obrázek 6.5b〉. Kromě momentové podmínky splňuje i podmínku rovnováhy sil. Patří tedy mezi rigorózní metodu, která je však obtížně řešitelná postupným přibližováním, a proto se velmi často používá zjednodušená metoda, která zanedbává vliv svislých složek od sousedních proužků, které jak Bishop zjistil mají zanedbatelný vliv na výslednou stabilitu. Pro obecné smykové plochy se používá například Janbuova metoda. V roce 1957 Janbu popsal metodu, která splňovala pouze silové podmínky, v roce 1973 doplnil předchozí metodu a momentovou podmínku, a to jak pro jednotlivé proužky, tak i celek, čímž se tato metoda řadí mezi rigorózní metodu. Kromě toho Janbu zavádí předpoklad, co se týče působení vnitřních sil, známého průběhu tlakové linie (tj. známá působiště mezihrou sil) v tělese nad uvažovanou smykovou plochou 〈obrázek 6.6〉. Mezi další metodu, která se používá v České republice, je metoda Sarmova. V roce 1973 vypracoval rigorózní metodu pro libovolný tvar smykové plochy a zavádí v ní seismické zrychlení a sílu. Kromě těchto metod existují tzv. klínové metody.

a) Petterson

b) Bishop

Síly působící na i-tý proužek (jen od vlastní tíhy)

- 158 (175) -


Příčný řez tělesem dle Janbu Klínové metody se hodí nejen k posuzování zemních svahů, tak i skalních těles. Mají své uplatnění u zemních těles, kde může dojít k laterálnímu sesuvu. Smyková plocha u tohoto typu sesuvu je charakteristická lomenou plochou. Abychom mohli použít klínovou metodu musíme mít minimálně dva klíny (viz. 5.5.2 Strmé svahy). Abychom získali správné stabilitní řešení musíme zvolit adekvátní vstupní parametry materiálů řešené zemní konstrukce, okrajové podmínky apod. Z hlediska parametrů materiálů u MMR je nutno znát objemovou tíhu zeminy, v případě výskytu vody i objemovou tíhu nasycené zeminy, smykové parametry. Typy smykových parametrů, které lze použít pro stabilitním analýzu byly blíže popsány v kapitole 4.1.7 Pevnost. Počítáme-li podle stupně bezpečnosti, pak pro zvolené smykové parametry jsou dány stupně stability tabulkou 6.3a a 6.3b, která byly převzaty z normy ČSN 73 6133. Tabulka 6.3a: Nejmenší požadované stupně bezpečnosti pro zářez (ČSN 73 6133, 1998) Zemina

Soudržná

Nesoudržná Skalní hornina

Smykové parametry

Stupeň bezpečnosti

Efektivní vrcholové

1.50

Efektivní kritické

1.15

Efektivní reziduální

1.10


1.20


1.15


1.30


1.15

- 159 (175) -

č. 6


Tabulka 6.3b: Nejmenší požadované stupně bezpečnosti pro násyp (ČSN 73 6133, 1998) Podloží násypu

Sypanina *)

Soudržná únosné

Nesoudržná kamenitá Soudržná

Málo únosné **) Nesoudržná

Smykové parametry podloží

Stupeň bezpečnosti


1.30


1.15


1.20


1.15


1.20

Totální

1.50


1.20

Totální

1.50


1.20

*) pro zeminy v násypu se doporučuje použít efektivní kritické smykové parametry **) sednutí ve stlačitelné vrstvě (vrstvách) přesahuje 10% její (jejich) mocnosti

V případě mezních stavů se nehledá stupeň bezpečnosti, ale musí být splněno, pasivní složky jsou větší než aktivní složky (např. dle Pettersona musí být splněna podmínka, že moment pasivních sil je větší roven než moment aktivních sil – MPAS ≥ MAKT). Při aplikaci mezních stavů je však nutné provést stanovení návrhové (výpočtové) hodnoty redukcí o dílčí součinitel spolehlivosti dle rovnice: Xd =

Xk

γm

(6.10)

kde Xd

návrhová hodnota

Xk

charakteristická hodnota

γm

dílčí součinitel spolehlivosti vlastnosti zeminy (tabulka 6.4)

- 160 (175) -


Tabulka 6.4: Dílčí součinitele spolehlivosti vlastností zemin (ČSN 73 6133, 1998) Vlastnost zeminy

tg(ϕ/)

c/

cu

qu

γm

1.25

1.6

1.4

1.40

tg(ϕ/) tangens úhlu vnitřního efektivní smykové pevnosti c/

efektivní soudržnost

cu

neodvodněná smyková pevnost (totální soudržnost)

qu

pevnost horniny v prostém tlaku

Mluvíme-li o smykových parametrech tak nesmíme opominout, a jak již bylo naznačeno v tabulce 5.3a, 5.3b a 5.4, rozdělení řešení stability za odůvodněných či neodvodněných podmínek. Dalšími vstupními parametry je hladina podzemní vody, vnější zatížení atd. V současné době existuje celá řada programů (softwares), které řešení stabilitu zemní konstrukce buď pomocí již výše uvedených metod nebo používají další metody ,které jsou většinou modifikací předchozích metod. V České republice je nejrozšířenějším programem GEO, používající Pettersonovu, Bishopovu, Janbu a Sarmovu metodu. Programy nám tak umožňují stanovit smykovou plochu dávající minimální stupeň pro zvolené podmínky, tzn. že obsahuje optimalizaci pro nalezení smykové plochy s nejmenším stupněm stability. Protože je však pořád „program“, který může nalézt nereálnou smykovou plochu, je nutné mít stále se nad obdrženými výsledky zamyslet či zauvažovat, zda jsou to reálné výsledky a mohou odpovídat podmínkám na lokalitě. Další informace o stabilitě svahů lze nalézt v řadě dalších publikací (např. Vaníček, 2000; Záruba, Mencl, ). Deformace zemní konstrukce

Nejčastějším řešením v praxi je otázka sedání násypu, a to zvláště v blízkosti mostních objektů (přechodová oblast) popřípadě nedojde-li k poruše komunikace, či konstrukcí v násypu či v jeho blízkosti (inženýrské sítě). K řešení deformací lze použít analytický model založený na teorii pružného poloprostoru, kdy sedání se počítá dle ČSN 73 1001 s zohledněním strukturní pevnosti nebo podle ČSN P ENV 1997 – 1 (Euro Code 7), kde se uvažují deformace do hloubky, kde efektivní svislé napětí pod násypem dosahuje 20% efektivního napětí od nadloží. Při posuzování konstrukce z pohledu deformační otázky musíme posoudit, zda nás zajímá celkové sedání bez znalosti časového faktoru nebo je nutné spočítat i časový průběh sedání. Znalost celkového sednutí zemní konstrukce je převážně dostačující u násypu na podloží, kde se nepředpokládá se zvýšenými pórovými tlaky (propustné zeminy – písky, štěrky nebo i nenasycené jemnozrnné zeminy). 4asový průběh sedání je ve většině případů nutno spočítat u násypů na podloží z vodou nasycených jemnozrnných zemin. Tato problematika má

- 161 (175) -

č. 6


být však známa již z předmětu Mechanika zemin, proto není podrobněji rozebírána. Dosažené hodnoty sednutí musí být menší povolené limity. U zemních konstrukcí je obdobně jako i ostatních konstrukcí je rozhodující nerovnoměrné sedání. Maximální povolené pootočení se obvykle pohybuje od 1/2000 do 1/300. Dále nesmí nerovnoměrné přetvoření (pootočení) v trase a přechodové oblasti po dobu tří let od dokončení stavby přesáhnout: o

o

u vozovek dálnic, silnic I. třídy rychlostních místních komunikací

0.2% s betonovým krytem

0.4% s asfaltovým krytem

u vozovek silnic II. a III. třídy, místních sběrných a obslužných komunikací

0.8%

Pokud nelze dodržet tyto omezení, lze použít jednu z technologií uvedených v kapitole 5. Úprava zemin. Metoda konečných prvků (MKP)

Metoda konečných prvků je zároveň s metodou mezní rovnováhy daleko nejpoužívanějším způsobem matematického modelování. Na jednu stranu lze s její pomocí (na rozdíl od MMR) uspokojit většinu požadavků kladených na matematické modelování, na druhou stranu je dosažení takto kvalitních výsledků náročné a zdlouhavé. Je totiž nutné získat kvalitní údaje o materiálech pro vytvoření uspokojivých konstitutivních modelů, znát přesnou geometrii konstrukce, určit správně okrajové podmínky, zkušeně interpretovat výsledky. MKP ze začala používat v souvislosti s rozvojem osobních počítačů. Spočívá v numerickém řešení (právě pomocí diskretizace na konečné prvky) parciálních diferenciálních rovnic popisujících daný fyzikální problém, které by jinak šly obtížně nebo vůbec nešly vyřešit analyticky. Rovnice řešeného problému se získají kombinací bilančních rovnic (rovnice rovnováhy, podmínky kompatibility, energetické principy), konstitučních vztahů (matematický popis chování materiálu), okrajových (např. podpory, zatížení, přetvoření) a počátečních (např. geostatické a pórové napětí) podmínek. Přestože všechny zmíněné části numerického modelu jsou důležité, klíčový se zdá konstituční model materiálu, jehož vylepšováním přibližujeme zkoumaný problém realitě. Nyní si ukážeme některé předpoklady či postupy v MKP pro rovinný stav deformace. Jedná se především o popis postupu tvorby modelu v MKP. Problematika vlastní metody konečných prvků v geotechnice lze nalézt ve skriptech (Herle, 2003). Síť konečné prvků:

Řešená oblast se nahrazuje konečným počtem prvků zvoleného tvaru. Základní tvary konečných prvků v rovinné úloze konečných prvků jsou trojúhelníky a obdélníky. Pomocí těchto prvků je oblast spojitě vyplněna, přičemž prvky se nesmí překrývat. Typ prvku je charakterizován počtem uzlů, které jsou vždy v jeho vrcholech, popř. na hranách či uvnitř prvku 〈obrázek 6.7〉.

- 162 (175) -


Příklad 2D konečných prvků: (a) 6-ti uzlový trojúhelníkový prvek s lineární aproximací přetvoření (b) 8-mi uzlový obdélník prvek s lineární aproximací přetvoření Kromě 2-D prvků (plošné) existují 1-D prvky pro modelování geosyntetik, táhel kotev či podzemních stěn, ostění tunelu apod. Pro modelování konstrukčních prvků, které přenášejí tah (geosyntetika, táhla kotev atd.) / tlak se používají prvky, které mají pouze dva translační stupně volnosti v každém uzlu, nepřenáší tedy ohybový moment. V souvislosti s 〈obrázkem 6.7〉 je tento prvek zobrazen na 〈obrázku 6.8a〉. U podzemních stěn, ostěních tunelů, které již mají nezanedbatelnou ohybovou tuhost, nelze tento prvek použít a je nutné zvolit prvek, který má definované i pootočení v uzlech 〈obrázek 6.8b〉.

Příklad 1D konečných prvků Při modelování řady geotechnických úloh musíme velmi často zohlednit spolupůsobení mezi zeminou a konstrukčním prvkem (geosyntetikem, podzemní stěnou, pilotou apod.). Pro modelování této problematiky se používají tzv. přechodové prvky (l >> t), které redukují kontakt mezi dvěma sousedními prvky. Ukázka přechodového prvku opět v návaznosti na předchozí je uvedena na 〈obrázku 6.9〉.

- 163 (175) -

č. 6


Příklad přechodového prvku Výsledkem této fáze tvorby modelu je síť konečných prvků pro jednotlivé konstrukční elementy (zemin, geosyntetikum apod.). Konstituční vztahy

Máme-li vytvořenou síť konečných prvků musíme přiřadit jednotlivým prvkům konstituční vztahy, které popisují závislost mezi deformací a jeho stavovými veličinami (např. napětí). Pro vyjádření této závislosti máme celou řadu konstitučních vztahy, které se používají pro popis chování geomateriálu: o

modely lineární pružnosti

o

modely nelineární pružnosti

o

ideálně plastické modely

o

plastické modely se zpevněním

o

hypoplastické modely

o

reologické modely

Lineárně pružné modely se uplatňují tam, kde se projevují deformace ve velmi úzkém oboru napětí a přetvoření. Používá se pro velmi hrubý odhad chování geotechnických konstrukcí, protože svojí strukturou je omezen na velmi hrubé vystižení jednoho efektu, při nesplnění jiného. Tímto modelem nelze postihnout porušení, jelikož není definována mezní hodnota napětí. Materiál se chová podle Hookova zákona 〈obrázek 6.10〉.

Pracovní diagram lineárně pružného modelu Lineárně pružné modely předpokládají, že modul pružnosti „E“ je konstantní v celém oboru napětí. Nelineárně pružné modely 〈obrázek 6.11〉 se snaží popsat - 164 (175) -


„E“ jako funkci invariantů napětí. Již dříve známou hyperbolickou aproximaci (Ohde) pracovního diagramu zemin poprvé pro MKP analýzu využili Duncan a Chang v roce 1970. Tento model poměrně efektivně popisuje vliv nejmenšího hlavního napětí (confining stress) a deviátoru napětí na vztah napětí-přetvoření a rozlišuje chování při zatížení a odtížení. Aproximace vztahu napětípřetvoření 〈obrázek 6.12〉 je zde dána hyperbolickou rovnicí: q = (σ 1 − σ 3 ) =

ε 1 ε + Ei (σ 1 − σ 3 ) ult

(6.11)

kde σ1 (respektive σ3) je největší (respektive nejmenší) hlavní normálové napětí, q neboli (σ1-σ3) je deviátor napětí, ε je osové přetvoření, qult neboli (σ1-σ3)ult je hodnota asymptoty hyperboly a Ei je počáteční tečnový Youngův modul pružnosti (směrnice tečny k hyperbole), který je tomto modelu uvažován závislý na nejmenším hlavním napětí σ3 pomocí vztahu: ⎛σ ⎞ Ei = K .Pa .⎜⎜ 3 ⎟⎟ ⎝ Pa ⎠

n

(6.12)

kde K je koeficient a n exponent Youngova modulu pružnosti, které se stanovují pomocí odvodněných triaxiálních zkoušek, a Pa je hodnota atmosférického tlaku volená pro jednoduchost obvykle 100kPa. Pro pohyb na trajektorii odtížení-zatížení, kdy zemina vykazuje odlišné (tužší) chování, definuje hyperbolický model další koeficient Youngova modulu pružnosti, Kur , zavedený do obdobného vztahu ⎛σ ⎞ Eur = K ur Pa ⎜⎜ 3 ⎟⎟ ⎝ Pa ⎠

n

(6.13)

exponent „n“ ovšem zůstává stejný. Výše zmíněné veličiny jsou názorně ilustrovány na schématu pracovního diagramu na 〈obrázku 6.12〉. Mez pružného porušení je do modelu zavedena pomocí Mohr-Coulombova kritéria vedoucího k vyjádření mezní hodnoty deviátoru napětí vzorcem q f = (σ 1 − σ 3 ) f =

2c. cos φ + 2σ 3 sin φ 1 − sin φ

(6.14)

kde ϕ a c jsou úhel vnitřního tření a koheze, tak jak je těmto pojmům obvykle rozuměno. Poslední zatím nedefinovanou veličinou, kterou tento model používá, je součinitel zvaný „failure ratio“ vyjadřující poměr mezních hodnot deviátoru napětí vztahem Rf =

(σ 1 − σ 3 ) f (σ 1 − σ 3 ) ult

(6.15)

Pro potřeby MKP analýzy po přírůstcích napětí je nakonec důležitá hodnota tečnového modulu pružnosti pro libovolný obor napětí, která lze s použitím předchozích vztahů spočítat jako:

- 165 (175) -

č. 6

Zemní konstrukce · Modul CF01-M01 2

⎡ R f (1 − sin φ )(σ 1 − σ 3 ) ⎤ ⎛σ3 ⎞ Et = ⎢1 − ⎥ K .Pa .⎜⎜ ⎟⎟ 2c. cos φ + 2σ 3 sin φ ⎦ ⎝ Pa ⎠ ⎣

n

(6.16)

Nelineárně pružné modely jsou vhodné pro popis monotónního průběhu pracovního diagramu pro známé dráhy zatěžování (edometrické, triaxiální). Nejsou vhodné pro modelování cyklického zatěžování.

Pracovní diagram nelineárně pružného modelu Deviator Stress (σ1-σ3)

(σ1-σ3)ult

(σ1-σ3)f

E ur

Eur

Axial strain, ε

Hyperbolický model vztahu napětí-přetvoření zemin (překresleno podle manuálu programu CRISP) Ideálně plastické modely definují funkci, vyjadřující podmínku plasticity. Konstituční vztahy je již tvořen pružným a plastickým modelem. Pracovní diagram je na 〈obrázku 6.12〉.

- 166 (175) -


Pracovní diagram pružně-plastického modelu mezi nejznámější a nejpoužívanější podmínku plasticity patří MohrCoulombova 〈obrázku 6.13〉 a lze ji vyjádřit pomocí hlavních napětí rovnicí: f =

1 (σ 1 − σ 3 ) + 1 (σ 1 + σ 3 )sin ϕ − c. cosϕ = 0 2 2

(6.17)

Mohr-Coulombova podmínka plasticity zobrazená v prostoru hlavních napětí (převzato z manuálu programu CRISP) Kromě Mohr-Coulombovy podmínky plasticity jsou známy z předmětu pružnost a pevnost další podmínky – Drucker-Pragerova či Misesova, Trescova. Tyto podmínky však ve většině případů nevystihují reálné chování zeminy, proto se nedoporučují pro popis chování zemin. V geotechnických softwarech se můžeme setkat s dalšímu podmínkami plasticity, které reálněji postihují předpokládané chování zeminy. Mezi nejpoužívanější patří Ladeho podmínka plasticity. Ideálně pružně-plastické modely vychází z předpokladu, že podmínka plasticity je totožná s podmínkou porušení. Laboratorní zkoušky však ukazují, že chování zeminy je závislé na historii deformace (zatěžování). To znamená, že podmínka plasticity není totožná s podmínkou porušení. Mluvíme tedy o plas-

- 167 (175) -

č. 6


ticitě se zpevněním. Mezi tento model patří tzv. Cam – Clay model, který se v posledních letech stal známý i v České republice. Odvození Cam Clay a širšího teoretického rámce pro tento model zvaného Critical State Soil Mechanics v šedesátých letech minulého století ve Spojeném Království lze považovat za světovou revoluci v mechanice zemin. Jedná se o pružnoplastický model s isotropním zpevněním formulovaný na základě zobrazení výsledků laboratorních zkoušek zemin v prostoru invariant napětí p´ (tzn. střední či průměrné efektivní napětí) a q (tzn. deviátorové napětí) a dále doplněním tohoto prostoru o osu vyjadřující objemové změny v zemině obvykle pomocí proměnné veličiny specifického objemu či čísla pórovitosti. Zavedení objemových změn do pevnostních vztahů mechaniky zemin je nejzásadnější část filosofie CSSM umožňující zachycení dilatance a vrcholového chování pracovního diagramu. Další výhodou tohoto modelu je, že většina parametrů použitých pro popis mechanického chování zemin včetně například úhlu vnitřního tření je pro danou zeminu konstantní – závisí pouze na geologii (velikost a tvar zrn, konzistenční meze …). Plocha plasticity má u modifikovaného Cam jílu tvar rotačního elipsoidu vyjádřeného rovnicí q 2 = M 2 p´( p´c − p´)

(6.18)

kde p´c je parametr vyjadřující velikost plochy plasticity s fyzikálním významem minulého maximálního (tzn. předkonsolidačního) průměrného efektivního napětí a M je materiálová konstanta vyjadřující hodnotu poměru q ku p´ v kritickém stavu (podrobné definice viz například v práci Wood (1990) a lze vyjádřit pomocí kritického úhlu vnitřního tření. Tuhost zeminy je v tomto modelu závislá na míře objemového stlačení tzn. na průměrném efektivním napětí. Pro objemový modul pružnosti lze tento vztah vyjádřit vzorcem K ´=

(1 + e ) p´ κ

(6.19)

Ve vzorci (6.19) K´ značí efektivní objemový modul pružnosti, e číslo pórovitosti a κ sklon přímky stlačitelnosti v semilogaritmickém měřítku pro odtížení a opětovné přitížení. Plocha kritického stavu (plocha porušení) je v prostoru [ p‘ ; q ; e ] zadána rovnicemi

q = Mp

(6.20)

e = e cr − λ ln p´

(6.21)

kde poslední nedefinované parametry jsou λ, sklon přímky stlačitelnosti v semilogaritmickém měřítku pro prvotní přitížení, a ecr, kritické číslo pórovitosti při p´ = 1kPa. Hodnoty vstupních parametrů zde byly opět odhadnuty na základě omezeného počtu laboratorních zkoušek podle doporučených rámců hodnot pro dané zeminy.

- 168 (175) -


Cam Clay – pružnoplastický model s isotropním zpevněním, plocha plasticity ve tvaru rotačního elipsoidu (překresleno podle manuálu programu CRISP) Okrajové podmínky:

Při volbě modelu provádíme tzv. „vystřižení“ časti modelovaného problému z nekonečné oblasti. Velikost „vystřižení“ však rovněž musí odpovídat, určitým předpokladům pro zajištění reálného chování konstrukce. Pro výpočet zemních konstrukcí se doporučuje volit rozměry modelu podle 〈obrázku 6.15〉. L

3L

H

4H Nepoddajná vrstva

Rozměry modelu pro násyp Abychom získali jednoznačné řešení musíme na okrajích „vystřižené“ oblasti definovat okrajové podmínky. Nejčastěji se jedná o deformační okrajové podmínky, kdy na svislých okrajích je zabráněno posunu okraje ve vodorovném a - 169 (175) -

č. 6


povoleno posunu ve svislém směru. Na spodním okraji je buď zabráněno posunu ve svislém i vodorovném směru nebo jen svislému posunu. Počáteční podmínky:

Posledním podmínkou pro vytvoření matematického modelu jsou počáteční podmínky, od kterých se odvíjí následné chování geotechnického modelu. Jedná se tedy o poměrně důležitou část při tvorbě modelu. Musí se stanovit tak zvaná primární, počáteční napjatost v modelu. To znamená definovat napětí insitu.

6.5

Shrnutí

Poslední kapitola popisuje obecné zásady pro navrhování zemních konstrukcí. Čtenář se tak má možnost udělat přehled o návrhových metodách, které se obecně uplatňují při navrhování geotechnických konstrukcí: Experiment – jedná se o zmenšené modely konstrukce. používá se buď zmenšené modely za 1g (fyzikální model) anebo „nxg“ (centrifuga) Matematické modelování – do této kategorie patří analytické metody (dosud nejčastější) či numerické modely (např. MKP), které se stále více dostávají do popředí vzhledem k jejich velkému rozvoji v posledních letech Observační metoda – metoda, která je „specifická“ pro geotechnické konstrukce. Je to metoda, která nemá zatím v CŘ velké uplatnění. Ale s velkou pravděpodností bude postupně nabývat na významu. Kontrolní otázky

Jaké rozlišujeme mezní stavy? Která stabilita rozhoduje při posuzování násypu? Která stabilita rozhoduje při posuzování zářezu? Jaké smykové parametry použijeme při výpočtu dlouhodobé stability? Jaké smykové parametry použijeme při výpočtu krátkodobé stability? Jaké smykové parametry použijeme při výpočtu sesuvného území? Jaké lze spočítat stabilitu? Co je to progresivní porušování?

- 170 (175) -

Literatura

7

Literatura

7.1

Seznam použité literatury

ASSARSON, K. G., BROMS, B., GRANHOLM, S. and PAUS, K.: Deep Stabilization of Soft Cohesive Soils, Swedish Geotechnical Institute BARKSDALE, R. D., BACHUS, R.C. (1983): Design and Construction of Stone Columns, Volume I, U.S. Department of Transportation – FHWA, U.S.A., Washington BATHURST, ALLEN, WALTERS (2004): Reinforcement loads in geosynthetic walls and the case for a new working stress design method, EUROGeos3, Germany, Munich BUDHU, M. (2000): Soil Mechanics & Foundations, John Wiley & Sons, U.S.A. CORTLEVER, N. G. (1983): Investigation into the Behaviour of Plastic Drains in Rotterdam Harbour Sludge, Geotechnice Holland BV, Holland GSCHWENDT, I. (1981): Technické podmínky na úpravu podložia vozovek, VÚIS č.158, Bratislava HERLE, I. (2000): „Rozvoj numerického modelování v geomechanice. Část I.“, Geotechnika, 3 (4), 5-6 HERLE, I. (2003): „Základy matematického modelování v geomechanice“, nakladatelství Karolinum, Karlova Univerzita, Praha HERLE, V (2002): Lehké násypy pozemních komunikací, Část 1 – Keramické kamenivo, Silniční obzor 6/2002 HERLE, V (2004): Earth pressure reduction by geotextile-reinforced lightweight fill, Proceedings of the 3rd European Geosynthetics Konference – Geoetchnical Engineering with Geosynthehtics, Volume I, Munich, Germany, pp. 155-158. HOLTZ, R.D. (1975): Preloading by Vacuum: Current Prospects. Transportation Ressearch Record No. 548, pp. 26-69, Washington, D.C., U.S.A. HOLTZ, R. D., JAMIOLKOWSKI, M. B., LANCELLOTA, R., PEDRONI, R.: Prefabricted vertical drains : Design and performance, CIRIA HORÁK, V., POSPÍŠIL, P. a PASEKA, A. (2004): Inženýrská geologie a mechanika hornin, Elektronické učební texty, VUT FAST Brno, Brno CHLOST, J. (1989): Zakládání na štěrkových pilířích, Výzkumný ústav pozemních staveb Praha, SNTL, Praha JOHNSON, F. (1970): Procompression for improving foundation soil, Journal of Soil Mechanic and Foundation Division, Vol. 96, No SM 1, January, pp. 111-144 CHLOST, J. (1985): Zlepšování základových půd, Výzkumný ústav pozemních staveb Praha, SNTL, Praha

- 171 (175) -


KEMPFERT, H. G., GBEL, C., ALEXIE, D. AND HERTZ C. (2004): German Recommendations for Reinforced Embankments on Pile-Similar Elements , Proc. 3rd Europian Geosynthetics Konference, Munich, 2004, pp. 279 – 284 KJELLMAN, W. (1952): Consolidation of clay soil by means of atmospheric pressure, Proc. Conf. On Soil stabilization, Massachusetts Institute of Technology, Cambridge, Massachusetts, 258-263 KLABLENA, P. (1973): Parametre určujíce vlastnosti zhutňovacích strojov, VÚIS Bratislava KLABLENA, P. (1984): Vlastnosti a kontrola zhutněných zemin v inženýrském pozemním stavitelství, Doktorská disertační práce, VÚPS Praha KRÁL, J (2001): Zpevňování málo vhodných zemin hydraulickými pojivy technologií kontinuálního mísení zemními frézami, Zakládání 3/2001, Zakládání staveb, Praha, str. 9-10 KUŘIMSKÁ, P. (2004): Vyztužování podkladních vrstev – současný stav v experimentálním měření, Seminář studentů doktorského studia, Vysoké učení technické v Praze, Černice LUKAS, R. G. (1995): Geotechnical Engineering Circular 1 – Dynamic Compaction, U.S. Department of Transportation – FHWA, U.S.A., Washington MEMBRA DRAIN: Vacuum Drainage Systém, webové stránky MIČA, L: a kol. (2003): Chování vyztužených zemin v podkladních vrstvách, Grantový projekt 103/00/D004, Akademické nakladatelství CERM, Brno PAŠEK, J., MATULA, M. A KOL. (1995): Inženýrská geologie I a II, Technický průvodce – svazek 76, Česká matice technická, Praha POTTS, D. M., ZDRAVKOVIC, L. (2000): Finite analysis in geotechnical engineering: application, Thomas Telford, London, UK POWRIE, W. (2002): Soil Mechanics – Concepts and Applications, Spon Press, UK, Oxford, PRIEBE, H. J. (1995): The design of vibro-replacement, Technical paper 1261E, Keller Grundbau GmbH, Germany SCHAEFER, V. R. (1997): Ground Improvement, Ground reinforcement, Ground Treatment Developments 1987 – 1997, Geotechnical Special Publication No. 69, Geo Institute ASCE, Virginia, U.S.A. SCHOFILED, A. N. and WROTH, C.P. (1968): Critical State Soil Mechanics, McGraw-Hill, London SMOLTCZYK, U. (2001): Grundbau – Taschenbuch, Teil 2: Geotechnische Verfahren, Ernst&Sohn, Germany. ŠIMEK, J., EICHLER, J., JESENÁK, J. a VANÍČEK, I. (1990): Mechanika zemin, SNTL, Praha TURČEK, P. (1991): Zlepšovanie vlastností zemín, Ministerstvo výstavby a stavebníctva Slovenskej republiky, Bratislava VANÍČEK, I. (2000): Geomechanika 10 – Mechanika zemin, Vydavatelství ČVUT, Praha - 172 (175) -

Literatura

VANÍČEK, I (2001): Využití umělého kameniva liapor o nízké hmotnosti v zemních konstrukcích, ČVUT Fakulta stavební – katedra geotechniky, Praha VANÍČEK a kol. (2001): Armované zeminy – mezní stavy při aplikaci na zemní svahy, opěrné stěny a mostní opěry, Grantový projekt 103/99/1593, Akademické nakladatelství CERM, Praha VOKŘÁL, V. (1981): Poznatky ze zhutňování násypu hráze vodního díla Dalešice, Inženýrské stavby č.9 WEIGLOVÁ, K. (1998): Mechanika zemin, Skriptum, Akademické nakladatelství CERM, s.r.o., Brno WOOD, D. M. (2004): Geotechnical Modelling, Spon Press, London, UK WOODS, R., RAHIM, A. (2002): „SAGE CRISP Technical Reference Manual for v4“, SAGE CRISP software manual, CRISP Consortium ZÁRUBA, Q., MENCL, V. (1974): Inženýrská geologie, Academia, Praha ASCE (1997): Ground Improvement, Ground Reinforcement, Ground Treatment – Developments 1987 – 1997, Geotechnical special publication No. 60, Geo Institute, U.S.A., Reston, Virginia EXXON CHEMICAL (1994): Geotextiles – Designing for Soil Reinforcement, Exxon Chemical Geopolymers Ltd., Gwent BS 8006 (1995): Code of Practise for Strengthend/Reinforced Soils and Other Fills. British Standard Institution ČSN 72 1006 (1998): Kontrola zhutnění zemin a sypanin, Český normalizační institut ČSN 73 6133 (1998): Navrhování a provádění zemního tělesa pozemních komunikací, Český normalizační institut KELLER (2002): Hloubkové vibrační zhutňování zemin, Prospekt 10-02 CZ ČSN 72 1002 (1993): Klasifikace zemin pro dopravní stavby, Český normalizační institut, Praha ČSN 73 6133 (1998): Navrhování a provádění zemního tělesa pozemních komunikací, Česká normalizační institut, Praha ČSN EN ISO 14688-1 (20031): Geotechnický průzkum a zkoušení – Pojmenování a zatřiďování zemin – Část 1: Pojmenování a popis, Česká technická norma, Český normalizační institut, Praha ČSN P ENV 1997 – 1 – Eurocode 7 (1995): Navrhování geotechnických konstrukcí, (česká verze – LAMBOJ, L.) GEOTEST BRNO (1987): Výpočetní metody pro posouzení stability sesuvů, Intergeotechnika, Brno ČD - S4: Železniční spodek, Ministerstvo dopravy České republiky TP 53 (1992): Protierozní opatření na svazích pozemních komunikací, Technické podmínky, Silniční vývoj

- 173 (175) -


TP 76 (2001): Geotechnický průzkum pro pozemní komunikace – část A – Zásady geotechnického průzkumu, Technické podmínky, Ministerstvo dopravy České republiky TP 76 (2001): Geotechnický průzkum pro pozemní komunikace – část B – Provádění geotechnického průzkumu, Technické podmínky, Ministerstvo dopravy České republiky PN EOP 1010 (2002): Stabilizát EOP – stavební směs pro variantní využití ve stavebnictví, Elektrárna Opatovice a.s. PN EOP 1002 (2001): Struska EOP – pro stavební účely, Elektrárna Opatovice a.s. BASF: Technical Information, Germany R-Control Building Systém: TechData R-Control® EPS Geofoam, U.S.A. RRA ÚSTECKÉHO KRAJE (2003): Analýza využívání stavebních odpadů, odpadů z těžby a energetických odpadů, predikce poptávky po jejich využití, Regionální rozvojová agentura (RRA) Ústeckého kraje a.s., Most

7.2

Seznam doplňkové studijní literatury

[1]

Příjmení, J. Název díla. Vydavatel…

[2]

Pro seznam literatury je opět přichystán styl „Literatura“.

7.3

Odkazy na další studijní zdroje a prameny

PVD: www.americanwick.com/vdintro.shtml www.gueandpartners.com.my/Specs/VDS.PDF www.nilex.com/pdf/install/wicktech.pdf http://hydro.geo.ua.edu/jiao/research/FullPaper/JiaoWangXS1.pdf http://www.colbondgeosynthetics.com/cms/projectdata/pdf/Colbonddrain,%20CD-02-GB-A-092004.pdf Stabilizace: http://www.keller-ge.co.uk/index.php?page=45&DScheme=5&ArticleID=8 http://scholar.lib.vt.edu/theses/available/etd-05072002155528/unrestricted/Thesis.pdf http://pubs.nrc-cnrc.gc.ca/sample/t02-091.pdf http://www.franki.com.au/products/ground/deep_soil.html http://www.franki.com.au/products/ground/lime_columns.html http://www.hercules.se/eng_vad_vi_gor/jord_kalk.html http://www.lcm.se/?struct=7&join=2&lang=1 http://www.palentreprenorerna.se/files/deep_mixing_final_draft.pdf Zhutnovani: www.menard-soltraitement.com/intranet/inter_menard.nsf/Web/dcus.htm http://www.franki.com.au/products/ground/dynamic_pac.html http://www.franki.com.au/products/ground/vibro_pac.html - 174 (175) -

Literatura

http://www.franki-geotechnics.be/ned/trilverdichting.htm http://www.hercules.se/eng_vad_vi_gor/jord_vibro.html Stone columns: http://www.kellerGrundbau.com http://www.franki-geotechnics.be www.haywardbaker.com Geosyntetika: http://www.geosyntheticssociety.org http://www.huesker.com http://www.tensarcorp.com http://kordgroup.cz http://www.tencate-nicolon.com

- 175 (175) -

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ LUMÍR MIČA ZEMNÍ KONSTRUKCE MODUL CF01- M01

Recommend Documents