Konsolidace zemin Stlačení vrstev zeminy je způsobené změnou napětí v zemině např. vnesením vnějšího zatížení do zeminy

Transkript

1 Sedání

2 Konsolidace zemin Stlačení vrstev zeminy je způsobené změnou napětí v zemině např. vnesením vnějšího zatížení do zeminy vytěsnění vody z pórů přemístění zrn zeminy deformace zrn zeminy Zakládání staveb Brno 2006

3 Typy sedání okamžité sedání (počáteční) pouze smyková přetvoření, jen změna tvaru zeminy primární sedání (konsolidační) přemístěním a stlačením zrn zeminy se vytěsní voda z pórů sekundární sedání (creepové) dotvarovává se skelet zeminy za konstantního efektivního napětí Zakládán staveb Brno 2006

4 Sedání Celková svislá deformace (např. povrchu) vzniklá vnějším přitížením se nazývá sedání

5 Transcona, Kanada, obilné silo 30 m Před naplněním sila Po naplnění Tuhý jíl Měkký jíl Vápenec

6 Šikmá věž Pisa

7 Rovnoměrné sedání může být nepříjemné změna povrchu terénu Nerovnoměrné sedání vyvolá napětí v konstrukci zapříčiní naklonění otázka provozuschopnosti P R A S K L I N A

8 KONEČNÉ SEDÁNÍ s = s + s + s i c s s konečné (celkové) sedání s i okamžité sedání s c konsolidační (primární sedání) s s sekundární sedání

9 OKAMŽITÉ SEDÁNÍ Způsobeno smykovým přetvořením nedochází ke změně objemu zeminy mění se tvar objemu zeminy Zemina % s i z konečného sedání Písek % Tuhý jíl % Měkký jíl %

10 KONSOLIDAČNÍ SEDÁNÍ Způsobeno normálovým a smykovým přetvořením dochází ke změně objemu zeminy přemisťování a stlačování zrn časově závislé (u nesoudržných propustných zemin rychlé) zatížení v rovnováze s odporem na kontaktu zrn voda se vytlačuje do míst menšího tlaku (vymizení pórového tlaku) zemina konsoliduje

11 SEKUNDÁRNÍ SEDÁNÍ Způsobeno reologickým přetvářením pevné fáze významné u kašovitých a plastických zemin

12 OKAMŽITÉ SEDÁNÍ NESOUDRŽNÉ ZEMINY Výpočet je komplikován nelineární tuhostí závisející na napjatostním stavu Používají se empirické a semiempirické metody: Alpanova, Schultzea Sherifa, Terzaghihoa Pecka, Scmertmanna, Burlandaa Burbidge,Meyerhofova, dilatometrická aproximace

13 OKAMŽITÉ SEDÁNÍ SOUDRŽNÉ ZEMINY Pro výpočet se používá teorie pružnosti, vhodná zejména pro nasycené jíly, jílové břidlice Metody výpočtu: teorie pružnosti, Janbuova, Metody výpočtu: teorie pružnosti, Janbuova, Perlofova, Kaye a Cavagnarova

14 Konsolidační sedání

15 Konsolidačnísedání Vrstva nasyceného jílu (Sr=1) v píscích je zatížena. Předpokládáme, že voda může ze zatížené vrstvy proudit horní i spodní částí vrstvy. počátku zatížení tj. v době hned po aplikaci zatížení dojde k okamžitému sedání, tj. změně tvaru. Není zatím změna napětí pórového a efektivního. Δσ v = Δu v + Δσ v H = H + H 15

16 Konsolidační sedání Čas od zatížení narůstá t > 0 Voda je volně z pórů vytlačována a přestává přenášet zatížení Pórové napětí klesá a efektivní narůstá Δσ v = Δu v + Δσ v H = H + H 16

17 Konsolidační sedání V čase t = tj. na konci sedání Pórovénapětí je v rovnováze (předpokládá se, že většinou vymizí) a vnesené zatížení přenášejí pouze zrna zeminy Tentoproces je časově závislý a trvá týdny, měsíce či roky Δσ v = Δu v + Δσ v H = H + H 17

18 Zkouška konsolidace v laboratoři Konsolidační zkouška určuje deformační charakteristiky Veškeré sedání je pouze v pórech H s A= Vs H s A= W s /G s δ w H v H s A H s = W s /AG s δ w H v = H Hs e o = V v /V s = H v A/ H s A= H v /H s e o = číslo pórovitosti v čase t = 0 (počáteční pórovitost) Δe = ΔH 1 /H s e 1 = e o Δe e 1 = číslo pórovitosti v čase t > 0 18

19 Jednoosá stlačitelnost Z rozšířeného Hookova zákona a za předpokladu nulového bočního přetvoření platí pro svislé poměrné přetvoření normálně konsolidovaných zemin vztah: ε z 2 σ zef 2ν = 1 E 1 ν

20 Edometr

21 Oedometer 21

22 Schema edometru

23 Deformační charakteristiky závislost ε = f ( σ ) ef závislost e = f ( σ ) ef

24 závislost ε = f ( σ ) ef E oed edometrický modul přetvárnosti C, C 10 součinitel stlačitelnosti m v koeficient objemové stlačitelnosti Zakládání staveb Brno 2006

25 závislost ( ) e = f σ ef a v číslo stlačitelnosti C c index stlačitelnosti C r index rekomprese

26 Deformační křivka jílovité zeminy ε = f ( lnσ ) ef Zakládání staveb Brno 2006

27 Konsolidační křivka Závislost čísla pórovitosti na logaritmu zatížení C r = Index opětovného stlačení rekomprese tj. sklon křivky e C c = Index stlačitelnosti tj. sklon křivky C r Log σ 27

28 Deformační křivka jílovité zeminy e = f ( logσ ) Zakládání staveb Brno 2006

29 Překonsolidované normálně konsolidované Překonsolidované v minulosti byla zemina zatížena více než dnes Normálněkonsolidované současníézatíženíje maximální e V tomto bodu zlomu křivky se hodnota napětí nazývá překonsolidačnínapětí σ c. To je maximální napětí, které kdy bylo v zemině σ c Log σ 29

30 Vliv historie zatížení σ c = σ or normálně konsolidované zeminy σ c σ or překonsolidované zeminy Zakládání staveb Brno 2006

31 Stupeň překonsolidace OCR c OCR = σ σ or OCR < 1 neskonsolidované (např. násyp) OCR = 1 normálně konsolidované OCR > 1 překonsolidované Zakládání staveb Brno 2006

32 Určení překonsolidačního napětí: Casagrande Zakládání staveb Brno 2006

33 Výpočet sedání H : 1) f(σ / ε) 2) f(σ / e) Zakládání staveb Brno 2006

34 Normálně konsolidované zeminy σ v = σ c ΔH = C c H / (1 + e 0 ) log [(σ v + Δσ v ) / σ v ] Geostatická napjatost (OCR = 1) e Napětí po aplikaci zatížení σ c Log σ 34

35 Překonsolidované zeminy σ or + σ z > σ c ΔH = C r H /(1 + e 0 ) log σ c / σ v + C c H /(1+e 0 ) log [(σ v + Δσ v )/ σ c ] Zakládání staveb Brno 2006

36 Překonsolidovanézeminy (σ v + Δσ v ) < σ c ΔH = C r H / (1 + e 0 ) log [(σ v + Δσ v ) / σ v ] Geostatické napětí e Napětí po aplikaci zatížení σ c Log σ 36

37 Vliv historie zatížení zeminy na sedání Zakládání staveb Brno 2006

38 Sekundární sedání t ε = ε p + ε s log t 0 Zakládání staveb Brno 2006

39 Index sekundární stlačitelnosti Zakládání staveb Brno 2006

40 Metody výpočtu sedání ČSN Pomocí součinitele stlačitelnosti Pomocí indexu stlačitelnosti NEN (Buismann, Ladde) Soft soil model Teorie Janbu -nelineárníf(σ/ ε) Pomocí dilatometru Zakládání staveb Brno 2006

41 ČSN

42 Strukturní pevnost

43 % σor