4 HLUBINNÉ ZÁKLADY. 4.1 Úvod

Transkript

1 4 HLUBINNÉ ZÁKLADY 4.1 Úvod Volbu metody hlubinného zakládání stavby ovlivňují jak faktory přírodní, tak i ekonomické. Hlubinné základy se navrhují tam, kde v běžném dosahu plošných základů není dostatečně únosná a málo stlačitelná základová půda a je-li nutné zakládat pod hladinu podzemní vody. Často se však realizují i tam, kde plošné založení je příliš drahé a to především s ohledem na množství spotřebovaného stavebního materiálu, hlavně betonu. Úkolem hlubinných základů je přenést zatížení do únosnějších, hlouběji uložených vrstev základové půdy a výrazně omezit sedání. Prvky hlubinného zakládání jsou: studně, kesony, piloty všeho druhu, mikropiloty, podzemní stěny (zvláště jejich lamely) a jiné speciální technologie jako jsou kotvy, injektáž klasická, trysková, atd. 4.2 Studně a kesony Studně, (obr. 9a) jsou dutá válcová, hranolová, nebo i členěná tělesa, nahoře otevřená, které se budují obyčejně nad místem jejich použití a spouštějí se na potřebnou hloubku podhrabáváním. Po jejich usazení se buď zcela, nebo zčásti vybetonují a tvoří tak hlubinný základ stavby. Kesony, (obr. 9b) jsou dutá tělesa nahoře uzavřená stropem, v nichž se během jejich spouštění do zvodnělé zeminy voda vytlačuje pomocí stlačeného vzduchu. Po dosažení potřebné hloubky se obyčejně dno kesonu zabetonuje a vznikne tak hlubinný základ. Studně a kesony jsou prvky hlubinného zakládání staveb, které se v dnešní době již prakticky nepoužívají, neboť je lze nahradit jinými prvky hlubinného zakládání (především vrtanými velkoprůměrovými pilotami, lamelami podzemních stěn, tryskovou injektáží atd.), což je bezpečnější, rychlejší a levnější způsob hlubinného zakládání staveb. Studně se budují obyčejně ze železobetonu a s výhodou se využívá kruhového průřezu, jež se nejsnadněji spouští. Zemina se těží obyčejně drapákem v ose studny malého profilu, popř. podhrabáváním podél břitu v případě rozsáhlých studní. Břit studny bývá ocelový, aby se usnadnilo klesání. Dosedne-li břit studny na překážku, je třeba obyčejně ruční práce ve vyčerpané studni, nebo i práce potápěčů. Značné problémy nastávají i v případě nechtěného naklonění studny. Kesony se stavějí většinou ze železobetonu s ocelovým břitem, výjimečně i z oceli. Obyčejně se do místa stavby připlaví, spustí na dno a voda se z nich vytlačí stlačeným vzduchem, jehož tlak převyšuje tlak vody u břitu nejméně o 10 kpa. Do komory kesonu sestoupí dělníci, kteří podhrabávají břit a keson klesá podobně jako studna. Práci umožňuje kesonovací zařízení, které se skládá ze vzdušnice, komunikační trouby, kompresorů s čištěním vzduchu, vzduchového potrubí a komunikačního a bezpečnostního zařízení (telefon, osvětlení). Pro dopravu vytěžené zeminy slouží zvláštní oddělení. Práce v kesonech je přípustná do maximálního přetlaku 250 kpa, je však omezena svojí délkou a zdravotním stavem pracovníků. Při přetlaku přes 100 kpa hrozí pracovníkům tzv. kesonová nemoc, jež souvisí s tím, že dusík obsažený v krvi se nevylučuje z plic dýcháním, nýbrž ve formě bublinek v krvi, což může způsobit embolie, jež mohou skončit i smrtí. Vzniku kesonové nemoci se brání pomalým výstupem s regulovaným poklesem přetlaku v dekompresní komoře tak, aby se nevytvářely krevní embolie. Doba dekomprese při pracovním přetlaku 250 kpa činí až 4 hodiny. O návrhu, výpočtu a metodách spouštění studní a kesonů pojednává podrobně Bažant /1973/. Příklady použití studní a kesonů uvádí Smoltczyk et al. /1982/.

2 a 1 3 hpv hpv 2 hpv b Obr. 9 Schema studně (a):1-osazení studny do předvýkopu, 2-spouštění studny podhrabáváním břitu, 3- hotový studňový základ, schema kesonu (b): 1-osazení kesonu na bárku, 2-spouštění kesonu pod hladinu vody na závěsech, 3-práce v kesonu, 4-hotový základ Kombinované zakládání hlavního pilíře mostu Fray Bentos Puerto Unzue v Uruguaji je na obr. 10. Pilíř je založen na čtyřech kruhových základech průměru 10 m spojených v hlavách čtvercovou žb. deskou 25 x 25 m, tl. 4,0 m. Tyto základy byly postupně připlaveny ve formě plovoucích válců výšky asi 6,0 m s provizorním žb. dnem tl. 120 mm ve tvaru kulového vrchlíku (obr.10a). V další fázi byl tento zárodek základu zavěšen na plovoucí prámy a na vnitřní mezikruží zárodku byl přimontován ocelový strop s kesonovacím zařízením. Kulové dno bylo odstraněno (práce potápěčů) a válcové těleso bylo nastavováno betonáží do posuvného bednění rychlostí asi 180 mm/hod. Tak byl válec postupně (jako studna s otevřeným stropem) spuštěn na dno řeky, jejíž hloubka bylo kolem 19 m (obr.10b). Další spouštění skrz asi 6-7 m mocnou vrstvu bahnitých písků bylo prováděno kesonováním, tedy prací pod stlačeným vzduchem, kdy břit základu dosedl na podložní vápence, které tvořily dostatečně únosnou a prakticky nestlačitelnou základovou půdu. Dno kesonu bylo vybetonováno pod stropem v tloušťce kolem 3,5 m. Potom byl ocelový strop odmontován a odstraněn (použit byl pro další základový prvek) a dno bylo dobetonováno pod vodou na celkovou tloušťku kolem 6,0 m (obr.10c). Studny a kesony jsou v dnešní době již historické základové prvky, nepoužívají se, neboť ruční práce byla nahrazena prací výkonných strojů, hlavně pilotážích souprav a strojů pro výrobu lamel podzemních stěn.

3 ZÁVĚSY POSUVNÉ BEDNĚNÍ KESONOVACÍ ZAŘÍZENÍ ODNÍMATELNÉ DNO PRACOVNÍ PLOŠINA OCELOVÝ STROP 0,60 8,80 0,60 10,10 PŮDORYS Obr. 10 Příklad kombinovaného základu tvořeného 4 studnami (kesony) mostu Fray Bentos v Uruguaji: a. 1. fáze výstavby plavení zárodku kesonu s odmontovatelným dnem, b. 2. fáze výstavby betonáž a postupné spouštění základu ve formě studny na dno řeky, c. 3. fáze výstavby změna studny na keson, jeho spuštění na skalní podloží, betonáž dna, odstranění ocelového stropu, betonáž pod vodou. 5 PILOTY 5.1 Druhy pilot Piloty jsou nejrozšířenější a nejvíce používané prvky hlubinného zakládání staveb. Mají zpravidla tvar sloupů, přičemž příčný průřez může být kruhový nebo jakkoliv hranatý a členitý, může být po délce konstantní, nebo proměnný. V Evropské praxi se piloty dělí podle výrobního postupu do dvou rozsáhlých skupin (obr.11): - piloty typu displacement, kdy zemina z prostoru, který pilota zaujímá, není odstraněna, nýbrž je stlačena jak do stran, tak i pod patu piloty, (piloty ražené), - piloty typu replacement (non displacement), kdy je v průběhu provádění zemina odstraněna z prostoru budoucí piloty (piloty vrtané). V České republice došlo k výraznému rozvoji pilot v šedesátých letech minulého století a v průběhu asi 40 let se ustálil takový stav na trhu pilot, kdy asi 95 % zaujaly vrtané piloty a zbytek pak tvoří předrážené piloty Franki. Výrazná převaha vrtaných pilot v České republice je dána hlavně geotechnickými podmínkami, jež jsou (s ohledem na velikost naší země) velmi pestré a rozmanité a (až na výjimky) jsou charakteristické tou skutečností, že v relativně malé

4 hloubce (do m) se na staveništích nachází skalní (poloskalní) podloží, do něhož je výhodné vrtané piloty vetknout. Tento trend v oblasti pilotových základů se zřejmě nezmění i v budoucnu, neboť v současné době se ceny vrtaných pilot ustálily na takové úrovni, kdy zcela konkurují i plošným základům a jsou dány v podstatě kubaturou spotřebovaného stavebního materiálu betonu. 5.2 Piloty vrtané Obr.11 Evropská klasifikace pilot Technologický postup provádění vrtaných, na místě betonovaných pilot Provádění, monitoring, dohled nad prováděním a kontrola provádění vrtaných pilot se řídí evropskou normou ČSN EN 1536: Provádění speciálních geotechnických prací Vrtané piloty (2010). Podrobně o návrhu pilot a o zkušenostech s jejich realizací zvláště v České republice pojednává ve své monografii Masopust [2]. Za vrtané piloty se považují prvky, jež jsou v zeminách prováděny vrtáním a těžením a jež mají nosný dřík, který přenáší zatížení a/nebo omezuje deformace. Vrtané piloty mohou mít kruhový průřez (obr.12a), nebo mohou být tvořeny lamelami podzemních stěn, (obr.12b) za předpokladu, že je celý jejich průřez betonován najednou a jeho plocha nepřekročí 15,0 m 2. Po délce mohou mít vrtané piloty průřez konstantní, nebo teleskopický, nebo mohou mít rozšířenou patu či dřík (obr.13). Za vrtané piloty se považují prvky se štíhlostí L/D 5. Piloty mohou být navrhovány jako: - osamělé, - skupinové, (obr.14), - pilotové stěny, které slouží jako pažící a opěrné konstrukce. Technologie provádění těchto pilot zahrnuje: vrtání, přípravné práce před betonáží, betonáž a práce dokončovací. Poněkud odlišná je technologie provádění pilot CFA Vrty pro piloty a vrtné nástroje Vrty se provádějí technologií rotačně náběrového vrtání, popřípadě drapákového hloubení, jež je sice pomalejší, v balvanitých zeminách však bývá nezbytná. Obvyklými vrtnými nástroji jsou: vrtný hrnec (šapa) obr.15a, vhodný pro písčité a štěrkovité suché i zvodnělé zeminy a pro poloskalní horniny, vrtný šnek (spirál) obr.15b, který je vhodný pro soudržné

5 zeminy, vrtací korunka obr.15c pro provrtávání vložek skalních hornin. Jednolanový drapák obr.15d se používá pro těžení balvanů a pro rozbíjení vrtných překážek je vhodné dláto obr.15e. Vrtné nástroje mají normalizované řezné průměry a bývají opatřeny výměnnými břity. Na výběru vhodného nástroje a jeho kvalitě závisí do značné míry rychlost a úspěšnost vrtání. Pro dosažení požadovaného vrtného postupu může dojít v průběhu vrtání k výměně nástroje, nebo ke změně technologie vrtání. Vytěžená zemina z vrtů se sype přímo na nákladní auta, nebo na terén v okolí vrtu, z něhož se později nakládá a odváží na příslušnou skládku. Vrty pro piloty se provádějí jako nepažené, pažené pomocí ocelových pažnic a pažené pomocí pažící suspenze, většinou jílové. Pokud je jisté, že v celém procesu instalace vrtané piloty zůstanou stěny i dno vrtu stabilní, smějí se provádět vrty nepažené. V průběhu vrtání je však třeba neustále kontrolovat, nevniká-li do vrtu voda a neopadávají-li stěny vrtu. Pokud ano, je třeba vrt ihned zapažit. Vrty s d 1,0 m by měly být paženy vždy tzv. úvodní pažnicí délky 1,5 2,5 m, přesahující pracovní plošinu asi o 0,2 0,3 m. Nesoudržné zeminy s I D 0,5, dále soudržné zeminy s I C 0,5, vrstvy navážek a nedokonale hutněných násypů by měly být paženy vždy. a b Obr.12 Příčné průřezy vrtaných pilot: a. kruhová pilota, b. příklady lamel podzemních stěn, d průměr piloty, b délka lamely, w tloušťka lamely, A průřezová plocha dříku lamely a b c d Obr.13 Tvary dříků vrtaných pilot: a. konstantní průřez, b. teleskopický dřík, c. rozšířená pata, d. rozšířený dřík

6 Obr.14 Skupiny pilot: a, a 1, a 2 osové vzdálenosti pilot ve skupině a b c 1 d e Obr.15 Vrtné nástroje: a. vrtný hrnec (šapa), b. vrtný šnek (spirál), c. vrtací korunka, d. jednolanový drapák, e. dláto. Legenda: 1-vrtná tyč, 2-ovladač vyklápění dna, 3-vrtný hrnec, 4-dno vrtného hrnce s výměnnými zuby, 5-centrátor, 6-tělo, 7-závit šneku, 8-výška závitu, 9-řezací zuby, 10-závěs, 11-rolny, 12-lopatky, 13-břit

7 Pažení ocelovými pažnicemi je základní a nejvíce používanou metodou zajištění stability vrtů s d 1,50 m. Používá se jednak tzv. černých (varných) ocelových rour s tloušťkou stěny 8 12 mm, jednak speciálních spojovatelných ocelových pažnic, vesměs dvouplášťových s tloušťkou stěny 40 mm, obr.16. Pažnice se instalují zavrtáváním rotačním způsobem za pomocí vrtné soupravy, vibrováním, popřípadě beraněním a pomocí oscilačních tzv. dopažovacích zařízení. Za pažení vrtu se považuje takový postup, při němž pažnice postupuje spolu s hloubením vrtu, nebo toto hloubení předchází. Typické průměry pažnic varných i spojovatelných spolu s používanými průměry vrtných nástrojů (šap a spirálů) jsou v tabulce Obr.16 Spojovatelná pažnice: 1 plášť, 2 spojení dílů, 3 korunka Tabulka 10 Průměry varných a spojovatelných pažnic spolu s vrtným nářadím (v mm) 3 Průměr varné pažnice Průměr spojovatelné pažnice Průměr vrtného nářadí (1820) (1020) (1220) Nevystačíme-li s ocelovými pažnicemi, používá se výjimečně jílová pažící suspenze, jež zajišťuje stabilitu stěn i dna vrtu kombinovaným účinkem hydrostatického tlaku a elektrochemických jevů, v jejichž důsledku se na stěně vrtu vytvoří ochranný jílový filtrační koláč, jehož tloušťka závisí na kvalitě této suspenze a na mnoha dalších okolnostech. Je-li jílová suspenze v klidu, přejde z tekutého stavu na gel (geluje) a její pevnost ve střihu se výrazně zvětší. Mícháním přejde gel na tekutinu (sol), přičemž tyto stavy lze neustále opakovat. Tato vlastnost opakovatelných změn stavu suspenze se nazývá tixotropie. Jílová suspenze se vyrábí z jílu, vody a případně z dalších přísad v rozplavovači o obsahu 4 7 m 3. Jílová pažicí suspenze zajišťuje stabilitu stěn i dna vrtu kombinovaným účinkem hydrostatického tlaku a elektrochemických jevů, v jejichž důsledku se na stěně vrtu vytvoří ochranný jílový filtrační koláč, jehož tloušťka závisí na kvalitě této suspenze a na mnoha dalších okolnostech. Jílová pažící suspenze se vyrábí z jílu, vody a případně z dalších přísad v rozplavovači o obsahu 4 7 m 3 (obr.17): a) jíl používají se bentonitické jíly, jejichž podstatnou součástí je minerál montmorillonit, jehož charakteristiky (lístkový tvar, velký povrch, dobrá bobtnavost a

8 dispergovatelnost) určují vlastnosti suspenze. Chemická aktivita jílových minerálů je ovlivněna charakterem výměny iontů na jejich povrchu, přičemž nejlepší jsou sodné jíly. Pro výrobu pažící suspenze se používá natrifikovaný aktivovaný bentonit pod obchodním názvem Sabenil, b) voda používá se čistá voda s neutrální reakcí, zpravidla pitná voda z veřejného zdroje, c) uhličitan sodný bezvodý používá se pro natrifikaci bentonitu a neutralizaci vody, jeli to potřebné, d) karboxymetylceluloza (KMC obch. název Lovosa) používá se jako ochranný koloid (stabilizátor) pro zamezení shlukování částic jílu (koagulace) a pro vázání volné vody v suspenzi. Zvyšuje viskozitu suspenze a snižuje její filtraci, e) pyrofosforečnan sodný používá se jako ztekucovadlo, je-li suspenze příliš viskózní, např. vlivem koagulace minerálními solemi z těžené zeminy a pro snazší čerpání Obr.17 Schema vrtulového rozplavovače: 1-nádoba rozplavovače, 2-elektromotor, 3-vrtule s gumovým povlakem Základní receptura jílové 1,0 m 3 pažicí suspenze je dána tabulkou 11. Takto vyrobená suspenze může zrát až 12 hodin a za tím účelem se přepouští do zásobníků o obsahu 40 m 3 i více. Vlastnosti vyrobené suspenze se zjišťují kontrolními zkouškami, jejichž výčet spolu s požadovanými výsledky je v tabulce 12. Suspenzi lze po pročištění použít vícekrát. Suspenze se čistí zejména od částic písku, jež mohou být ve vznosu a to na čističce, jež se skládá ze soustavy vibračních sít, na nichž se odstraní hrubší částice a z hydrocyklónu (obr.18), jež slouží k odstranění jemných částic. Suspenze se definitivně znehodnotí při styku s cementem, vápnem a s většinou chemických roztoků. Úplné zkoušky suspenze se tedy provádějí: - vždy při dodávce nových surovin (např. kvalita Sabenilu dosti kolísá), - v případě jakékoliv pochybnosti, - 1x za směnu a vždy před a po regeneraci suspenze před betonáží. Odběr suspenze pro zkoušky z vrtu se provádí speciálním odběrným válcem z úrovně 1 m nad počvou vrtu.

9 Vyrobená suspenze se k vrtům přivádí potrubím, výjimečně cisternovými vozy. V průběhu vrtání se musí hladina suspenze udržovat neustále na takové úrovni, aby její přetlak byl dostatečný pro udržení stability vrtu a zabránění opadávání zeminy do vrtu. Hladina musí být neustále udržována: - v úvodní pažnici (ve vodících zídkách), - nejméně 1,5 m nad úrovní hladiny podzemní vody. Tabulka 11 Základní receptura pro výrobu 1 m 3 jílové pažicí suspenze Pořadí Množství Doba míchání 1. voda 975 l - 2. uhličitan sodný je-li ph záměsové vody, potom: bezvodý (soda) 6,5 5,5 1,3 2,0 kg 5 minut 5,5 4,5 2,0 2,5 kg 4,5 - nutno zajistit jinou vodu 3. KMC Lovosa 1 kg 5 minut 4. Sabenil 64 kg 15 minut Obr.18 Schéma hydrocyklónu: 1-vtokový nátrubek, 2-vnitřní odtoková trubice, 3-spodní ventil Při vrtání pod pažící suspenzí je třeba zabránit vzniku hydraulických rázů způsobených prudkými pohyby nástroje a velkým otřesům vznikajícím např. při zavírání šapy u ohlubně vrtu. Aby nedocházelo k nežádoucímu podtlaku při těžení nástroje ( pístování ), je třeba nástroj vytahovat plynule a pomalu a opatřit jej dostatečně vysunutými přibíracími noži za účelem zvětšení šířky mezikruží. Vyvrtanou zeminu znečištěnou suspenzí lze obyčejně odvážet na skládku až po jejím částečném vyschnutí a odtečení suspenze. S postupujícím tlakem na ochranu životního prostředí je pažení pilot jílovou suspenzí stále na ústupu.

10 Tabulka 12 Vlastnosti jílové pažící suspenze a postup měření Vlastnosti Parametr Přístroj Stručný postup zkoušky Hodnota viskozita Marsh SPV-5 měří se čas průtoku suspenze nálevkou s trubičkou s s Reologické pevnost ve FANN 35 měření smykového napětí na min. 5,0 Pa střihu rotačním viskozimetru tixotropie FANN 35 rozdíl střihové pevnosti v intervalu 10 a 1 min. v klidu 4,0 Pa množství volné vody v 250 ml filtrace Baroid-FANN suspenze uvolňující se přetlakem max. 8 ml/ 0,7 MPa za jednotku času 7,5 minuty Koloidní Fyzikální Chemické tloušťka filtračního koláče odstoj vody (dekantace) objemová hmotnost obsah písku hodnota ph Baroid-FANN Odměrný válec 1000 ml Váhy, hustoměr OT-2 Lysenkova nádoba Indikační papírek po měření filtrace se změří tloušťka koláče ulpělého na filtračním papíře V odměrném válci se odečte množství odloučené vody za 24 hodin údaj je v % po promíchání suspenze na přesných váhách do odm. válce se naleje 50 ml suspenze, doplní vodou na 500 ml a po 1 min se odečte množství písku výsledek x2 indikační papírek zvlhčený suspenzí se opláchne vodou a porovná se stupnicí ph analýza filtrátu Analytické metody chemický rozbor filtrátu suspenze za účelem stanovení solí způsobujících koagulaci max. 1,0 mm 0 %/24 hodin cca. 1,04 g/cm 3 max. 3,0 % 7, Přípravné práce před betonáží Tyto práce sestávají z čištění vrtu, kontroly jeho délky, popřípadě z čerpání podzemní vody jen je-li to účelné a neohrozí-li se tím stabilita vrtu, dále z armování železobetonové piloty. Dno vrtu se čistí tzv. čistící šapou s rovným dnem, uzavíratelnou, nebo s klapkami bez centrátoru a to zejména tehdy, je-li vrtáno spirálem. Snahou musí být, aby přestávka mezi dovrtáním a zahájením betonáže byla co nejkratší. Pokud se vrty provádějí v zeminách, jejichž vlastnosti se mohou s časem zhoršovat (bobtnání, rozbřídání apod.) a nelze je v jedné směně zabetonovat, musí se čistit těsně před betonáží a to prohloubením piloty o 1,5 m nebo o dva průměry. Vrtané, na místě betonované piloty se provádějí jako nevyztužené (z prostého betonu), železobetonové (vyztužené armokoši v celé své délce, nebo v části), popř. s kotevní (spojovací) výztuží. Piloty z prostého betonu se smějí navrhovat tehdy, jsou-li pouze tlačené a nenacházejí-li se v zeminách náchylných ke ztrátě stability. I ty bývají v hlavách opatřeny kotevní výztuží, jež se však obyčejně osazuje až do čerstvého betonu jejich hlav. V ostatních případech se piloty provádějí jako železobetonové, kdy dřík nebo jeho podstatná část je vyztužen armokošem, který se skládá: - z podélné výztuže, jejíž minimální množství je dáno tabulkou 13, - příčné výztuže podle tabulky 13, - pomocné výztuže.

11 Tab.13 Minimální vyztužení železobetonových vrtaných pilot a příčná výztuž Jmenovitá průřezová plocha Plocha podélné Pravoúhlé a kruhové dříku piloty A C výztuže A s třmínky a spirála A C 0,5 m 2 A s 0,5 %A C 0,5 m 2 < A C 1,0 m 2 A s 0,0025 m 2 Výztužné sítě jako příčná A C > 1,0 m 2 A s 0,25 %A C výztuž 6 mm a ¼ největšího průměru podélné výztuže 5 mm Minimální krytí výztuže u pilot s profilem d 0,6 m je 50 mm, u pilot s d 0,6 m pak 60 mm. U pilot pažených spojovatelnými pažnicemi se krytí výztuže zvětšuje a to obyčejně o tloušťku stěny této pažnice, jež bývá 40 mm. Výztuž vrtaných pilot se vyrábí ve formě armokoše, který musí být dostatečně tuhý (obr.19). Pokud to je proveditelné, zapouštějí se armokoše do vrtů vcelku, bez spojů (V) SPIRÁLA (E) DIST. KRUH 80/8 3x100 8 a PATNÍ KŘÍŽ 60/6 (5 PATNÍ DESKA PL. 300/300) (V) a DIST. PERO (V)16 6b DIST. KOLEČKO Obr.19 Příklad armokoše vrtané piloty: 1-podélná nosná výztuž, 2-distanční kruhy z ploché oceli, 3-příčná výztuž ve formě spirály, 4-patní kříž z ploché oceli, 5-patní deska z plechu, 6a-distanční vložka ve formě háku, 6b-distanční kolečko Betonáž vrtaných pilot Beton pro betonáž vrtaných pilot musí mít vysokou odolnost proti rozměšování, vysokou plasticitu a správné složení a konzistenci, schopnost samozhutnění a především správnou zpracovatelnost pro jeho ukládání, jakož i pro případ vytahování pažnic z čerstvého betonu. Složení betonu by mělo v zásadě odpovídat požadavkům ČSN EN Beton Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. Dle této normy se stanovují zejména požadavky na třídu betonu, jež by měla být v rozmezí C16/20 až C30/37. Požadavek na vyšší třídu betonu bývá většinou nesmyslný, neboť se v pilotě vyšší pevnost betonu nevyužije a navíc nebývá

12 reálné vyrobit transportbeton této třídy s požadovanou zpracovatelností, která je pro betonáž vrtaných pilot zcela prioritní. Složení betonu pro vrtané piloty je dáno tab.14 a požadované vlastnosti betonu týkající se jeho zpracovatelnosti jsou dány v tab.15. Aby bylo dosaženo potřebných vlastností betonu, smějí být jako přísady do betonu použity plastifikátory, superplastifikátory a zpolomalovače tuhnutí za předpokladu, že je dodrženo správné dávkování. Pokud se betonuje za nízkých teplot (pod +5 0 C s klesající tendencí) smí být použito provzdušňovacích přísad. Rovněž je dovoleno používat tzv. samozhutnitelných betonů (hyperplastifikovaných), se stupněm rozlití mm. Tabulka 14 Složení čerstvého betonu Obsah cementu: - betonáž do sucha - betonáž pod vodu nebo suspenzi 325 kg/m kg/m 3 Vodní součinitel v/c < 0,60 Podíl jemné frakce d < 0,125 mm (včetně cementu) Je-li: - největší zrno kameniva d > 8 mm - největší zrno kameniva d 8 mm 400 kg/m kg/m 3 Vrtané piloty se betonují buď způsobem betonáže do sucha, nebo způsobem betonáže pod vodu (či pod jílovou pažící suspenzi). První metoda smí být použita pouze tehdy, je-li vrt před betonáží zcela suchý. Betonáž se provádí pomocí betonážní roury (usměrňovací) s násypkou umístěné svisle ve středu vrtu tak, aby proud betonu nenarážel ani na výztuž piloty, ani na stěny vrtu. Vnitřní průměr této roury bývá min. 200 mm, musí však být větší než je 8-mi násobek největší použité frakce kameniva v betonu. V případě betonáže pod vodu nebo pod pažící suspenzi se používá metoda Contractor, při níž se dobře zpracovatelný beton ukládá pomocí sypákové roury, jež slouží k zabránění rozměšování a znečištění betonu kapalinou v pilotě, obr.20. Sypáková roura je na horním konci opatřena násypkou trychtýřovitého tvaru, jež je schopna pojmout dostatečnou zásobu betonu, aby betonáž probíhala plynule. 0,30m min. 1,50m Obr.20 Betonáž vrtané piloty pomocí sypákové roury: 1-sypáková roura, 2-vodotěsný spoj sypákové roury, 3-násypka, 4-beton v pilotě, 5-čerpání vody (pažicí suspenze)

13 Sypáková roura má zcela hladkou vnitřní stěnu a její světlost je nejméně 150 mm, resp. nejméně 6-ti násobek největší frakce kameniva v betonu. Je opatřena vodotěsnými spoji snadno rozpojitelnými po cca 1,5 až 2,0 m. Aby se sypáková roura mohla v průběhu betonáže volně pohybovat, nesmí její největší příčný rozměr (vč. spojů) přesáhnout 35% průměru vrtu, resp. 60% vnitřního průměru armokoše (v případě vrtaných pilot) a 80% vnitřní světlé šířky armokoše (v případě lamel podzemních stěn). Před zahájením betonáže se sypáková roura spustí až na dno vrtu a opatří se vhodnou zátkou, jež zamezí promíchání betonu s kapalinou ve vrtu. Naplní se zcela betonem a povytáhne se o výšku rovnající se asi průměru roury. V dalším průběhu betonáže se sypáková roura pozvolna povytahuje ovšem tak, aby (kromě zahájení betonáže) byla v betonu ponořena vždy nejméně 1,5 m v případě pilot s d 1,2 m, resp. 2,5 m v případě pilot s d 1,2 m a nejméně 3,0 m v případě lamel podzemních stěn, zvláště tehdy, betonují-li se více sypákovými rourami najednou. Sypákové roury se zásadně zkracují shora a povytahují se zvolna, aby se zabránilo případnému sacímu efektu. Hlavy pilot (lamel) se v případě betonáže pod vodu (suspenzi) vždy přebetonují na potřebnou výšku, jež je dána podmínkou, aby v úrovni projektované hlavy piloty byl kvalitní, neznečištěný beton. V průběhu betonáže se voda, popř. pažící suspenze z vrtu odčerpává. Tabulka 15 Požadavky na zpracovatelnost čerstvého betonu při různých podmínkách betonáže Stupeň rozlití Ø Stupeň sednutí kužele Typické podmínky použití /mm/ (dle Abramse) /mm/ (příklady) Ø = 500 ± 30 H = 150 ± 30 Betonáž do sucha Ø = 560 ± 30 H = 180 ± 30 Betonáž bet. čerpadlem nebo sypákovými rourami pod vodu Ø = 600 ± 30 H = 200 ± 30 Betonáž sypákovými rourami pod pažící suspenzi Změřený stupeň rozlití (Ø) nebo sednutí kužele (H) se zaokrouhlí na 10 mm Součástí betonáže pilot zapažených ocelovými pažnice je vytahování těchto pažnic, které musí proběhnout bezprostředně po betonáži, resp. zahájeno musí být v průběhu betonáže, je-li ovšem sloupec betonu na patou pažnic dostatečný k vyvození potřebného přetlaku, aby se zabránilo vniknutí vody nebo zeminy do vrtu nad patou pažnic a aby nedošlo k povytažení armokoše. Pažnice je třeba vytahovat zvolna a neustále sledovat hladinu betonu, jež klesá v souvislosti s plněním mezikruží betonem a může klesnout náhle v souvislosti se zaplněním zapažnicových kaveren. Hlavu piloty je třeba vždy dostatečně přebetonovat, aby z výše uvedených důvodů neklesla po odpažení pod svoji projektovanou úroveň Práce dokončovací Po betonáži piloty a vytažení pažnic obyčejně následuje prodleva, během níž se realizují ostatní piloty na staveništi. Mezi práce dokončovací náleží úprava hlavy pilot, úprava její výztuže a případné zřízení nadpilotové konstrukce, které je součástí piloty. Hlavy přebetonovaných pilot se upravují odbouráním, které musí probíhat ohleduplně, aby se zabránilo poškození zbylé části piloty. Zvláštní pozornost musí být věnována kvalitě betonu v hlavě piloty. Poškozený beton musí být odstraněn až na úroveň betonu zcela zdravého a nahrazen čerstvým betonem, který se dokonale spojí s betonem stávajícím. Na dostatečnou výšku musí být odbourán zejména beton pilot prováděných pod jílovou pažící suspenzi. Pokud je armokoš nad hlavou piloty zohýbán při odbourávání její znečištěné hlavy, smí být narovnán a upraven ve smyslu platných zásad nakládání s betonářskou výztuží. Je třeba zabránit zejména ohýbání výztuže za tepla a ostrým ohybům. Pokud by došlo k nepřípustnému ohybu výztuže, nebo k jejímu zeslabení, je vhodnější příslušný prut vyříznout a nahradit přivařeným prutem novým.

14 V této pracovní fázi se opatřují hlavy pilot prováděných z prostého betonu tzv. spojovací výztuží, tvořenou určitým počtem svislých prutů, jež se do upravené hlavy zapíchají do čerstvého betonu. Mezi časté případy úpravy hlav osamělých vrtaných pilot náleží zřízení hlavy, většinou rozšířené, s kalichem pro přímou montáž sloupu žb. skeletu. Jde v podstatě o vytvoření kalichu příslušných rozměrů v hlavě piloty. Kalich bývá mírně kónický, takže v úrovni paty montovaného sloupu přesahuje jeho rozměry na každou stranu o 5 10 cm, v úrovni hlavy kalichu pak o cm, hloubka kalichu je dána jednak rozměry sloupu a jednak požadavkem na typ styku: pilota sloup. Průměr vrtané hlavice by měl o mm přesahovat úhlopříčku otvoru v hlavě kalichu. Pokud odpovídá průměru piloty, má hlavice stejný průměr jako pilota, pokud jej přesahuje, provádí se hlavice s příslušným průměrem na celkovou výšku odpovídající hloubce kalichu plus 0,5 až 0,8 m tak, aby bylo možné příslušně upravit hlavní armokoš vyčnívající z hlavy piloty. Ocelové sloupy se do hlav pilot kotví nejlépe pomocí kotevních šroubů, jež jsou vhodným tmelem (např.sika, WH-Kote, apod.) zalepeny do dodatečně provedených vrtů v hlavě piloty s dostatečně zatvrdlým betonem. Výhoda tohoto řešení spočívá především v možnosti docílit požadovanou přesnost osazení kotevních šroubů Piloty prováděné průběžným šnekem CFA Průběžný šnek (obr. 21) nahrazuje ve vhodných zeminách pažení a zvyšuje produktivitu práce při provádění vrtaných, na místě betonovaných pilot až několikanásobně. Stabilita stěn vrtu je tedy zajištěna pomocí zeminy, která v průběhu vrtání zůstává na závitech tohoto šneku, jehož délka odpovídá nejméně celkové délce příslušné piloty. Vhodnými jsou jak zeminy nesoudržné (s relativní ulehlostí I D 0,4 a nestejnozrnné s d 60 /d 10 2), suché, či zvodnělé, které neobsahují velké balvany, tak zeminy soudržné (kromě měkkých s c u 15 kpa a kromě senzitivních jílů a spraší), pokud neobsahují tvrdé, nevrtatelné polohy, či vložky. Piloty CFA se provádějí vesměs jako svislé. Vrtání průběžným šnekem musí být prováděno tak rychle, jak je to možné a s minimálními otáčkami vrtného nástroje, aby se na nejmenší možnou míru snížily negativní účinky vrtání na okolní zeminu. Za tím účelem musí vrtná souprava disponovat dostatečným kroutícím momentem i tažnou silou. Stoupání závitů průběžného šneku musí být u klasických CFA pilot stejné po celé délce. V první fázi se nástroj zavrtá postupně do zeminy na celkovou hloubku tak, že prakticky nedochází k nakupení zeminy kolem ohlubně vrtu. Středová roura průběžného šneku je uzavíratelná, aby se zabránilo vniku zeminy a vody do této roury. V další fázi se betonuje středovou rourou přímo z betonážního čerpadla, jehož hadice je k ní již během vrtání napojena. Betonuje se příslušným tlakem čerstvého betonu, který má zpracovatelnost danou stupněm sednutí kužele dle Abramse nejméně mm a obsahuje především oblé kamenivo. Během betonáže se průběžný šnek nesmí otáčet, nebo se otáčí ve stejném smyslu jako při vrtání. Přetlak betonu u paty piloty zajišťuje, že vzniklý prostor je betonem ihned zaplněn. V průběhu betonáže musí být k dispozici dostatečná zásoba betonu, aby dřík piloty mohl být vyplněn plynule a zcela od paty až po pracovní úroveň. Obyčejně se však betonuje i skrz vrstvu zeminy, která se při vytahování šneku kupí v okolí ohlubně vrtu. Tím se zajistí, že v úrovni projektované hlavy piloty bude kvalitní beton. Ihned po skončení betonáže a vytažení nástroje se nakupená zemina (i s event. betonem) odstraní např. nakladačem, beton v hlavě piloty se upraví a pilota se opatří armokošem. Ten bývá na spodním konci mírně kónický a nemá patní kříž. Zasouvá se do čerstvého betonu zprvu vlastní tíhou, dále např. tlakem vhodného zařízení (lžíce nakladače). Nesmí se vibrovat, neboť je nebezpečí roztřídění betonu. Smí se však použít poklepů příslušného zařízení, je-li k dispozici.

15 Obr.21 Technologie provádění pilot průběžným šnekem (CFA): 1-přítlačný válec, 2-věž vrtné soupravy, 3-pracovní plošina, 4-výška závitu, 5-rozrušená zemina, 6-průběžný šnek, 7- vnitřní roura, 8-zátka roury, 9-přívod betonu, 10-vyvrtaná zemina, 11-beton piloty Osová únosnost osamělých vrtaných pilot Osová únosnost osamělé piloty je zatížení, při kterém pilota vyhoví podmínkám na ni kladeným, tj. jak obecným podmínkám pevnostním, (řešení podle 1.skupiny MS), tak i obecným podmínkám deformačním, (řešení podle 2.skupiny MS). Obecně přicházejí v úvahu následující mezní stavy: - celková ztráta stability, - únosnost piloty, - vyzdvižení vztlakem, nebo nedostatečný odpor v tahu piloty, - konstrukční porušení piloty tlakem, vybočením, resp. tahem,

16 - nadměrné sedání, - nadměrné zvednutí. Tlaková osová únosnost osamělé vrtané piloty se stanoví buď zkouškou, nebo výpočtem. V zásadě jsou přijatelné následující návrhové postupy: - návrh na základě výsledků statických zatěžovacích zkoušek zkušebních pilot, systémových, popř. modelových, - návrh na základě dynamických zatěžovacích zkoušek, jehož platnost byla prokázána statickými zatěžovacími zkouškami ve srovnatelných podmínkách, - návrh na základě empirických a analytických výpočtových metod vycházejících z pevnostních a deformačních charakteristik základové půdy, vlastností materiálu piloty a z technologie provádění, jehož platnost byla prokázána statickými zatěžovacími zkouškami ve srovnatelných podmínkách, - návrh vycházející z pozorovaného chování srovnatelného pilotového základu prokazujícího, že tento přístup je podpořen výsledky průzkumu staveniště Interakce piloty a základové půdy Vrtané piloty přenášejí vnější svislé tlakové zatížení do okolní základové půdy pláštěm a patou. Z výsledků zkoušek vyplývá, že pokud smykové napětí na plášti piloty (tzv. plášťové tření) není uměle redukováno, popř. zcela eliminováno (např. povlakem na plášti piloty), přenáší pilota postupně rostoucí vnější zatížení vždy převážně plášťovým třením, přičemž jeho průměrná velikost roste se sedáním a blíží se k maximu, které je dosaženo při sedání o velikosti 5 30 mm v závislosti na druhu základové půdy a na technologii provádění. V hrubozrnných zeminách bývá velikost limitního sedání pro mezní mobilizaci plášťového tření menší a v ulehlých materiálech se projevuje efekt dilatance, jež při dalším sedání vede k poklesu plášťového tření na velikost reziduální. Napětí na patě piloty se aktivuje pomaleji a jeho velikost roste s deformací, přičemž mezní hodnoty se dosahuje při sedání rovném % průměru piloty d. V důležitém rozsahu odpovídajícím limitní velikosti sedání pro mobilizaci plášťového tření bývá růst napětí v patě piloty lineární ve vztahu k sedání. Popsaný mechanizmus platí v relativně homogenní základové půdě, nebo i základové půdě vrstevnaté, pokud se deformační vlastnosti jednotlivých vrstev (zvláště u paty piloty) výrazně nemění. Je-li pilota vetknuta do výrazně tužší vrstvy, stoupá poměr mobilizovaného napětí v patě piloty k mobilizovanému plášťovému tření a napětí na patě piloty má vzrůstající tendenci. Jeli pilota opřena o prakticky nestlačitelnou vrstvu (např. skalní podloží tř. R1, R2), mělo by být vnější zatížení přenášeno v podstatě pouze patou piloty, neboť její sedání, nutné k mobilizaci tření na plášti by mělo být velmi omezené, resp. dané pouze deformací železobetonového dříku piloty. Ve skutečnosti je však prognóza chování této piloty velmi riskantní, neboť závisí zcela na technologii provádění, tj. vrtání, čištění paty vrtu a způsobu betonáže. Na velikost kritického posunu piloty pro plnou aktivaci plášťového tření nemá vliv průměr piloty (na rozdíl od aktivace napětí v patě), drsnost pláště má však vliv podstatný. Na velikost mobilizovaného plášťového tření má rozhodující vliv drsnost pláště, jež je zcela ovlivněna technologií provádění a dále průměr piloty d /Masopust, 1978, 1994/. K dokonalému popisu chování osamělé, vrtané, svisle zatížené piloty je třeba znát: - pracovní diagram piloty, udávající závislost mezi zatížením hlavy piloty a její deformací (sedáním), zpravidla v čase,

17 - průběh normálové síly v dříku piloty pro příslušný zatěžovací stupeň (popř. průběh normálového napětí v dříku piloty s jeho délkou). Pokud známe tyto vztahy, můžeme stanovit tzv. přenosovou funkci, jež zcela popisuje chování vrtané piloty (Feda, 1977, Masopust, 1994). Analytické vyjádření obou výše uvedených vztahů a tudíž i přenosové funkce však není reálné, neboť závisí nejen na vlastnostech základové půdy a materiálu piloty, ale především na technologických aspektech provádění, jež jsme schopni poměrně dobře kvalifikovat, jejich kvantifikace, nutná pro matematické vyjádření, je však zatím mimo naše možnosti Statické zatěžovací zkoušky pilot Základní metodou pro stanovení únosnosti osamělé piloty je statická zatěžovací zkouška piloty ve skutečném měřítku, neboť ta zobrazuje zcela věrohodně jak technologické aspekty provádění, tak i vlivy přírodní, tj. vlastnosti základové půdy a dostatečně modeluje časový průběh sedání. Statické zatěžovací zkoušky vrtaných pilot lze rozdělit na: - studijní, které se provádějí na mimosystémových pilotách v předstihu před stavbou, obyčejně jako součást doplňujícího geotechnického průzkumu, nebo jako rozhodující podklad pro realizační projekt zakládání stavby, jde-li o piloty s abnormálním zatížením, jedná-li se o mimořádně složité podmínky (3.GK) a je-li reálný předpoklad, že jejich výsledek povede k výraznému snížení investičních nákladů na založení stavby. Lze je provádět na tzv. modelových pilotách, které mají samozřejmě shodnou délku s pilotami systémovými, jsou prováděny shodnou technologií, pouze jejich profil lze zmenšit v maximálním poměru 1:2, - průkazní, jež se provádějí obyčejně těsně před zahájením realizace pilot a na rozsáhlých staveništích s velkým počtem pilot. Účelem průkazních zkoušek je ověřit předpoklady projektu a popř. reagovat na změny, které v realizačním projektu nastaly. Provádějí se též na mimosystémových pilotách, - kontrolní, které se provádějí v průběhu realizace pilot, nebo po jejich skončení, existuje-li odůvodněná pochybnost o kvalitě pilot, nebo jedná-li se o velký počet pilot na staveništi. Zkouší se obyčejně piloty systémové, které se však nesmějí přetěžovat, tzn., že mohou být zatíženy pouze silou odpovídající max. zatížení provoznímu, popř. extrémnímu. Výsledkem statické zatěžovací zkoušky je vždy tzv. pracovní digram piloty, jehož příklad je na obr.22. Pro měření průběhu normálného napětí v dříku piloty s hloubkou se využívá jak strunových tenzometrů navázaných na armokoši, tak i tenzometrických tělísek, tzv. load-cells, umístěných v dříku piloty. Vyhodnocení těchto měření je patrné z obr.23. Instrumentace zkušebních pilot se obyčejně vyplatí, neboť získané výsledky lze lépe interpretovat a popř. i extrapolovat, přičemž náklady na instrumentaci zkušebních pilot již nejsou tak veliké. Vlastní statické zatěžovací zkoušky pilot se provádějí pomocí zatěžovacích mostů, jež jsou opatřeny vnějším zatížením, popř. jsou kotveny (pro zatížení překračující cca 2,5 MN). Schéma zkušebních mostů je na obr.24, 25. Kotvení se realizuje buď pomocí tahových pilot, nebo pomocí zemních kotev. Podrobně o provádění a vyhodnocování statických zatěžovacích zkoušek pilot pojednává Masopust /1994/.

18 Q (MN) 6 5 Graf zatěžování Q (MN) 6 U def =5,25 Pracovní diagram piloty 5 4 U con =3, t (hod) 50 Graf ustalování deformací 100 s 140 (mm) Obr.22 Příklad výsledků statické zatěžovací zkoušky vrtané piloty Průběh normálové síly s hloubkou piloty (NEPAŽENO 1100) (PAŽENO 1220) (PAŽ. 1220) (SEPARACE PL.) - NAVÁŽKA JÍL. HLÍNA TUHÁ Ic=0,50 HPV ŠTĚRK PÍSČITÝ ZVODNĚLÝ ULEHLÝ ID=0,70 JÍLOVEC POLOPEVNÝ Ic=0,75 qs2 qs a q s3 v pevném jílu Průběh napětí na patě piloty q o v pevném jílu Obr.23 Vyhodnocení tenzometrických měření napětí v dříku piloty při její statické zatěžovací zkoušce

19 d d Obr.24 Schéma zkušebního mostu pro zatížení do 3-5 MN: 1-hlavní nosníky ocelového zatěžovacího mostu, 2-hydraulický lis, 3-zkušební pilota, 4-podpěry mostu, 5- vnější zatížení, 6-příčníky, 7-kotvy, 8-referenční most, 9-měření deformací o o o o 30 o Obr.25 Schéma zkušebního mostu typu hříbek pro zatížení do 22 MN: 1-ocelový zkušební most, 2-roznášecí deska na hlavě piloty, 3-kotvy, 4-zkušební pilota, 5-hydraulické lisy, 6-ukotvení táhel kotev

20 Dynamické zatěžovací zkoušky pilot Pod tímto pojmem se skrývá několik metod, z nichž pouze některé vedou k cíli, tj. k stanovení únosnosti piloty. Dynamické zkoušky jsou ve srovnání se zkouškami statickými jednodušší, levnější, neumožňují však přímo měřit průběh pracovního diagramu piloty. Zkouška se provádí při známé velikosti dynamické síly úderu závaží jisté hmotnosti, padajícího volným pádem z určité výšky. Tato síla je F = Z.v, kde impedance Z = E.A/c, přičemž c je známá rychlost šíření dynamického impulsu v materiálu piloty známého modulu pružnosti E a průřezu A. Při zkoušce se měří okamžitá deformace hlavy piloty a rychlost této deformace a to ve dvou, nad sebou umístěných průřezech, což se obyčejně provádí pomocí 4 nezávislých snímačů. Princip této zkoušky je na obr.26, na němž je rovněž znázorněn fyzikální model potřebný pro analytické řešení. Dynamická odezva piloty sestává z odporu materiálu piloty a z odporu zemního prostředí, přičemž ten se skládá z tření na plášti piloty a z odporu na patě piloty. Modelovány jako hmotné body spojené příslušnými vazbami. Vznikne tak model matematický, jehož řešení se provádí známou metodou CAPWAP (Case Pile Wawe Analysis Program, 1970), resp. její novou modifikací GRLWEAPTM (1998). Příklad výsledků tohoto výpočtu je na obr.27. V souvislosti s prováděním dynamických zkoušek pilot je třeba rozeznávat metody dynamického monitorování a testování pilot, které jsou objektivní co do velikosti měřených parametrů, (dynamická síla, deformace, rychlost kmitání, sonická odezva, frekvence vibrací, atd.) a metody fyzikálního modelování spolu s řešením pomocí matematického modelu příslušným software (CAPWAP, GRLWEAPTM, TNOWAP, atd.), což jsou komerční produkty několika světově významných firem pracujících v této oblasti, jež představují současné vyústění dlouhotrvající snahy o matematické modelování složitého fyzikálního jevu. V tabulce 16 je uveden přehled metod dynamického modelování a testování pilot. Obr.26 a. Princip dynamické zatěžovací zkoušky, b. Fyzikální model dynamické zatěžovací zkoušky: N-Newtonův člen, H-Hookův člen, StV-St.Venantův člen

21 Obr.27 Srovnání výsledků SZZ a DLT piloty prof.0,70 m, délky 30,0 m, a. pracovní diagramy zkušebních pilot, b. výsledky stanovené metodou CAPWAP Tabulka 16 Přehled aplikací vycházejících z vlnové teorie dynamicky namáhaných pilot Charakteristika Metody Nízká úroveň dynamického namáhání piloty vysoká úroveň dynamického namáhání piloty vibrování Název metody Stručný popis metody PIT (pile integrity test) rychlá a levná zkouška, při níž je úderem kladiva vyvolána tlaková vlna, SIT (sonic integr. test) z níž lze usoudit na délku piloty a její anomálie PDC (pile driving automatický monitoring a registrace controler) procesu beranění PDA (pile driving analysis) instalace před ražením, monito- ring a optimalizace procesu DLT (dynamic load testing) metoda stanovení dynamické únosnosti pilot (viz kap ) STN (STATNAMIC metoda stanovení únosnosti pilot load testing) VIBRA (vibration - kontrola procesu vibrování, monitoring) - kontrola amplitudy vibrací, - signalizace překážek Vhodné pro všechny typy pilot beraněné piloty ražené piloty a (piloty Franki) piloty typu displacement všechny typy, displacement vibrované piloty Únosnost pilot stanovená výpočtem na základě 1. skupiny mezních stavů, příklad 3 Statické schéma výpočtu je na obr.28. Výpočtová únosnost je dána vztahem: U vd = U bd + U fd V d (28) kde je U vd svislá návrhováová únosnost piloty, U bd návrhová únosnost paty piloty, U fd návrhová únosnost na plášti piloty, V d svislá složka extrémního návrhového zatížení působícího v hlavě piloty.

22 Obr.28 Statické schéma piloty pro výpočet únosnosti podle 1. skupiny mezních stavů Využívá se návrhových velikostí stabilitních parametrů jednotlivých vrstev základové půdy, jež se stanoví dle zásad 1.m.s. způsobu porušení typu GEO, přičemž doporučený je návrhový přístup NP2 (A1 + M1 + R2). Z hlediska vlastností základových půd jsou pro tento NP všechny součinitele typu M rovny 1,0, tudíž návrhové parametry základové půdy jsou totožné s parametry charakteristickými. Únosnost paty piloty je dána vztahem: U bd = k 1.A s.r d (29) kde je A s plocha paty piloty, R d návrhová únosnost paty piloty stanovená v zeminách podle vztahu: R d = 1,2.c.N c + (1+sin a ). 1.L.N d + 2.d/2.N b (30) kde je N c = 2 + pro u = 0 N c = (N d 1).cotg a pro a 0 (31) N d = exp(.tg d ).tg 2 (45 + d /2) N b = 1,5.(N d 1).tg a k 1 součinitel, vyjadřující zvětšení únosnosti vlivem délky piloty L: pro L 2,0 m k 1 = 1,0, 2,0 m L 4,0 m k 1 = 1,05, (32) 4,0 m L 6,0 m k 1 = 1,1, L 6,0 m k 1 = 1,15. Návrhová únosnost na plášti je dána: U fd =.d i.h i.f si (33) kde tření na plášti f si je dáno rovnicí:

23 f si = xi.tg( d / r1 ) + c d / r2 (34) a kontaktní napětí v i-té vrstvě je dáno: xi = k 2. ori (35) kde je ori geostatické napětí v hloubce z i, k 2 součinitel bočního zemního tlaku na plášť piloty: pro z 10,0 m k 2 = 1,0, z 10,0 m k 2 = 1,2. Součinitel podmínek působení základové půdy r2 se dosazuje následovně: pro z 1,0 m r2 = 1,3, 1,0 m z 2,0 m r2 = 1,2, 2,0 m z 3,0 m r2 = 1,1, z 3,0 m r2 = 1,0. Součinitel podmínek působení r2 vyjadřuje vliv technologie provádění pilot a je podle Sedleckého /1985/: r1 = 1,0 - r1 = 1,1 - r1 = 1,2 - r1 = 1,25 - r1 = 1,5 - r1 = 1,6 - betonáž piloty do suchého nezapaženého vrtu do soudržných zemin, betonáž piloty do suchého nezapaženého vrtu do nesoudržných zemin a poloskalních hornin, betonáž piloty do vrtu zapaženého ocelovou pažnicí a pod vodu, betonáž piloty do vrtu zapaženého pažící suspenzí, betonáž piloty sekundárně chráněné folií umělé hmoty tl. 0,25 mm, betonáž piloty sekundárně chráněné folií z umělé hmoty při průměru piloty d 2,0 m. Příklad 3 Stanovte výpočtovou únosnost osamělé vrtané piloty v základové půdě, jejíž litologický profil vč. charakteristických vlastností je v tabulce 17. Pilota bude mít celkovou délku 12,0 m a zapažena bude do hloubky 10,0 m ocelovou pažnicí prof. 880 mm a dovrtána bude průměrem 800 mm do konečné hloubky. Tabulka 17 Geotechnický profil základové půdy pro příklad 3 Číslo vrstvy Popis od do /m/ γ; (γ ) /kn.m -3 / φ ef c ef /kpa/ c u /kpa/ E def /MPa/ 1 navážka, nehomogenní 0,0 2,5 17,5-3,0 2 hlína písčitá, tuhá, (F4) 2,5 6,0 20, ,0 25,0 5,0 3 štěrk písčitý, ulehlý, 6,0 10,0 18, ,0 zvodnělý (G2) (11,0) 4 slínovec zvětralý (R5) 10,0 15,0 21, ,0 45,0 25,0 hladina podzemní vody naražená i ustálená v hl. 7,0 m

24 Řešení: Bude stanovena návrhová únosnost piloty U vd podle návrhového přístupu NP2, tedy A1 + M1 + R2, přičemž dílčí koeficienty typu M jsou rovny 1,0, tudíž návrhové velikosti pevnostních parametrů jednotlivých vrstev základové půdy jsou totožné s velikostmi charakteristickými dle tab. 17. a) návrhová únosnost paty dle rov. (26) U bd = k 1.A s.r d příčemž k 1 = 1,15 (L > 6,0 m) A s = 3,14.0,8 2 /4 = 0,502 m 2 R d = 1,2.c.N c + (1+sin a ). 1.L.N d + 2.d/2.N b kde N d = exp(.tg22).tg 2 ( /2) = 7,79 N c = (N d 1).cotg22 = 16,81 N b = 1,5.(N d 1).tg22 = 4,12 γ 1 = (2,5.17,5 + 3,5.20,0 + 1,0.18,0 + 3,0.11, ,5)/12,0 = 17,31 kn.m -3 R d = 1,2.15,0.16,81 + (1 + sin22).17,31.12,0.7, ,5.0,80/2.4,12 = 2562,31 kpa U bd = 1,15.0, ,31 = 1479,23 kn b) návrhová únosnost pláště dle rov.(30) U fd =.d i.h i.f si přičemž svislé efektivní napětí v polovině příslušné (nosné) vrstvy základové půdy: - 1. vrstva (navážka je neúnosná) - 2. vrstva v hl. 4,25 m: σ z;2 = 2,5.17,5 + 1,75.20,0 = 78,75 kpa, - 3. vrstva v hl. 8,0 m: σ z;3 = 2,5.17,5 + 3,5.20,0 + 1,0.18,0 + 1,0.11,0 = 142,75 kpa, - 4. vrstva v hl. 11,0 m: σ z;4 = 2,5.17,5 + 3,5.20,0 + 1,0.18,0 + 3,0.11,0 + 1,0.21,5 = 186,25 kpa vodorovné efektivní napětí v polovině příslušné (nosné) vrstvy základové půdy: - 1. vrstva (navážka je neúnosná) - 2. vrstva v hl. 4,25 m: σ x;2 = 1,0.78,75 = 78,75 kpa, - 3. vrstva v hl. 8,0 m: σ z;3 = 1,0.142,75 = 142,75 kpa, - 4. vrstva v hl. 11,0 m: σ z;4 = 1,2.186,25 = 223,50 kpa - (zohledněny jsou velikosti k 2 podle rov.32) tření na plášti v jednotlivýc nosných vrstvách základové půdy dle rov.(31) se zohledněním podmínek působení pomocí součinitele γ r1 a součinitele γ r2 : - 1. vrstva f s1 = 0-2. vrstva f s2 = 78,75.tg(18/1,2) + 8,0/1,0 = 29,10 kpa, - 3. vrstva f s3 = 142,75.tg(32/1,2) = 71,70 kpa, - 4. vrstva f s2 = 223,50.tg(22/1,2) + 15,0/1,0 = 89,05 kpa U fd = 3,14.(0,88.3,5.29,10 + 0,88.4,0.71,70 + 0,80.2,0.89,05) = 1521,30 kn a) návrhová únosnost piloty (za použití dílčího součinitele typu R dle tab.4) R d = U vd /γ R = (U bd + U fd ) /γ R = (1479, ,30)/1,1 = kn (tato hodnota se porovnává s návrhovým zatížením piloty)

25 Únosnost pilot stanovená výpočtem na základě 2. skupiny mezních stavů, příklad 4 A. Výpočtová únosnost pilot opřených o nestlačitelné podloží Jedná se o vrtané piloty opřené patou o skalní horniny tř.r1, R2, resp. zahloubené do těchto hornin na hloubku t = 0,1 0,2 m, neboť delší vetknutí nebývá reálné. O jejich únosnosti rozhoduje zpravidla návrhové zatížení betonového dříku, jež bývá menší, než je únosnost skalní horniny, o níž je pata piloty opřena. Se zřetelem ke stíženým podmínkám betonáže uvažuje se s výpočtovým namáháním betonu o velikosti 25 až 33 % krychelné pevnosti betonu R bk, tudíž únosnost těchto pilot: U vd = 0,8.A s.r bd (36) kde je R bd návrhová pevnost betonu v tlaku (v závislosti na jeho třídě). U vrtaných pilot se neuvažuje s efektem vzpěrné pevnosti. Při konkrétním výpočtu této únosnosti je třeba vždy uvážit vliv čistoty paty piloty, resp. reálnou možnost dosažení této čistoty. Celková deformace hlavy piloty se skládá z deformace vyvolané vlivem smykových napětí podél piloty, vlivem napětí v patě piloty a konečně z vlastní deformace betonového dříku vlivem působící síly. Okamžité sedání je dáno vztahem: s = I sp. V d.l/( A s.e b ) (37) kde je I sp příčinkový koeficient pro sedání opřené piloty podle tabulky 18, V d návrhová velikost působící svislé síly, E b modul deformace (pružnosti) betonu. Tabulka 18 Velikosti příčinkového koeficientu I sp pro sedání opřené piloty K L/d ,92 0,88 0,75 0,40 0,97 0,92 0,84 0,57 0,99 0,97 0,92 0,75 1,00 0,98 0,96 0,84 1,00 0,99 0,98 0,92 1,00 1,00 1,00 0,97 1,00 1,00 1,00 0,99 V tabulce 21 je definována tuhost piloty poměrem: K = E b /E s (38) kde je E s průměrná velikost sečnového modulu deformace zemin podél dříku pilot (viz níže). B. Výpočtová únosnost pilot zahloubených do stlačitelného podloží Pro stanovení charakteristické únosnosti vrtaných pilot v zeminách a poloskalních horninách je třeba řešit tvar mezní zatěžovací křivky podle obr.29a. Pilota se nachází ve vrstevnaté zemině podle obr.29b.

26 a b Obr. 29 a Mezní zatěžovací křivka vrtané piloty, b. schéma piloty uložené ve vrstevnaté zemině Limitní únosnost na plášti piloty je dána: R su = 0,7.m 2.. d i.h i.q si (39) kde je h i mocnost příslušné vrstvy zeminy dle obr.29b, m 2 dílčí koeficient vyjadřující vliv povrchu dříku piloty: - pro betonáž do suchého vrtu a pod vodu m 2 = 1,0, - pro betonáž pod pažicí suspenzi m 2 = 0,9, - pro ochranu dříku pomocí fólie PVC, PE, tl. přes 0,7 mm, m 2 = 0,7, - pro ocharnu dříku pomocí fólie a pletiva B-systému m 2 = 0,5, - pro ochranu ponechanou ocelovou pažnicí m 2 = 0,15, q si limitní plášťové tření v i-té vrstvě piloty. Velikost limitního plášťového tření je dána vztahem: q si = a b/(d i /d i ) (40) kde jsou a, b regresní koeficienty /kpa/ podle tabulky 22, které byly pro příslušné typy zemin a poloskalních hornin stanoveny statistickou analýzou rozsáhlého souboru výsledků statických zatěžovacích zkoušek pilot, D i vzdálenost od hlavy piloty do poloviny i-té vrstvy (viz obr.29b), d i průměr piloty v této vrstvě. Velikost napětí q 0 na patě piloty při deformaci odpovídající plné mobilizaci plášťového tření je: q 0 = e f/(l/d 0 ) (41)

27 kde jsou e, f regresní koeficienty /kpa/ podle tabulky 19 stanovené obdobně jako koeficienty a, b, L délka piloty, d 0 průměr piloty v patě. Tabulka 19 Velikosti regresních koeficientů pro jednotlivé typy zemin a hornin Poloskalní Nesoudržné Zemina Hornina R 3 R 4 R 5 I D = 0,5 I D = 0,7 I D = 0,9 Regresní koeficienty /kpa/ a b c d 225, ,31 139, ,22 94,96 957,61 246,02 169,98 131,92 62,46 91,22 154,03 16,06 48,44 115,88 268,11 490, ,70 Soudržné I C = 0,5 I C 1,0 46,39 97,31 20,81 108,59 197,74 987,60 Pro hrubozrnné zeminy je třídícím znakem relativní ulehlost I D, pro jemnozrnné zeminy potom index konzistence I C 1298, ,34 703,89 174,89 445, ,88 150, ,26 Stanovíme-li průměrnou velikost plášťového tření podél dříku piloty q s průměr velikostí q si : jako vážený q s = ( d i.h i.q si )/( d i.h i ) (42) lze určit koeficient přenosu zatížení do paty piloty dle rovnice: = q 0 /(q q s.l/d 0 ) (43) a zatížení v hlavě piloty na mezi mobilizace plášťového tření: R y = R su /(1 - ) (44) Odpovídající velikost sedání je dána rovnicí: s y = I.R y /(d.e s ) (45) kde je I příčinkový koeficient sedání piloty, E s průměrná velikost sečnového modulu deformace zemin podél dříku piloty. Příčinkový koeficient sedání: I = I 1.R k (46) kde je I 1 základní příčinkový koeficient stanovený podle obr.30, R k korekční součinitel podle obr.31, vyjadřující vliv tuhosti pilot K (rov.38) a štíhlostní poměr L/d. Velikosti sečnových modulů deformace E s jsou pro jednotlivé typy zemin mocnosti vrstev zemin h i sestaveny do tabulek 20, 21 a 22. Průměrný sečnový modul deformace se vypočítá jako vážený průměr: E s = ( E si.h i )/( h i ) (47)

28 I l/d Obr.30 Příčinkový koeficient sedání I R k l/d= K Obr.31 Korekční součinitel R k Souřadnicemi (s y ; R y ) je jednoznačně určena první větev mezní zatěžovací křivku tvaru paraboly 2 0 o rovnici: s = s y.(r/r y ) 2 (48) pro obor zatížení: 0 R R y. Druhá větev mezní zatěžovací křivky je dána úsečkou o souřadnicích koncového bodu (s 25 = 25 mm; R bu ), přičemž: R bu = R su + R pu (49) R pu =.R y.s 25 /s y (50)

29 Rovnice této druhé větve mezní zatěžovací křivky je: s = s y + (s 25 s y ).(R R y )/(R bu R y ) (51) pro obor zatížení: R y R R bu. Tabulka 20 Sečnové moduly deformace E s /MPa/ pro horniny poloskalní h (m) 1, d /m/ 0,6 1,0 1,5 R 3 R 4 R 5 R 3 R 4 R 5 R 3 R 4 R 5 50,3 64, ,2 43,1 58,2 87,5 20,2 30,8 41,3 61,6 72,3 105, ,0 57,3 75,3 114,5 24,7 41,0 54,8 83,2 85,5 138, ,5 58,8 87,9 133,0 22,3 41,2 63,7 97,0 Tabulka 21 Sečnové moduly deformace E s /MPa/ pro zeminy nesoudržné h (m) 1, d /m/ 0,6 1,0 1,5 I D 0,5 0,7 0,9 0,5 0,7 0,9 0,5 0,7 0,9 11,0 15,5 18,8 23,8 13,7 20,2 26,6 36,6 28,3 44,5 56,1 72,1 12,8 18,4 22,8 29,8 15,8 25,0 32,5 47,8 30,6 47,8 69,1 93,4 13,0 19,4 24,5 32,6 15,3 24,5 36,0 54,0 29,0 52,5 78,2 107,3 Tabulka 22 Sečnové moduly deformace E s /MPa/ pro zeminy soudržné h /m/ 1, d /m/ 0,6 1,0 1,5 I C 0,5 1,0 0,5 1,0 0,5 1,0 6,9 10,0 12,5 15,5 13,2 22,0 31,2 44,3 7,9 12,5 15,9 21,3 13,4 23,9 35,4 51,3 8,6 13,7 18,4 24,6 12,3 23,0 36,7 57,4 Příklad 4 Sestavte mezní zatěžovací křívku osamělé vrtané piloíty z příkladu 3. Řešení a) mezní tření na plášti v příslušných vrstvách zemin a napětí naě: - 1. vrstva neúnosná zemina q s1 = 0-2. vrstva (I C = 0,5), d = 0,88 m, D 2 = 4,25 m, q s2 = 46,39 20,81.0,88/4,25 = 42,08 kpa, - 3. vrstva (I D = 0,7), d = 0,88 m, D 3 = 8,0 m, q s3 = 91,22 48,44.0,88/8,0 = 85,89 kpa, - 4. vrstva (R5), d = 0,80 m, D 4 = 11,0 m, q s2 = 131,92 94,96.0,80/11,0 = 125,01 kpa,

30 - průměrné tření na plášti piloty: q ss = (0,88.3,5.42,08 + 0,88.4,0.85,89 + 0,80.2,0.125,01)/12,0 = 52,66 kpa, b) napětí na patě piloty a součinitel přenosu: - q 0 = 957,61 703,89.0,80/12,0 = 910,68 kpa, - součinitel přenosu β = 910,68/(910, ,66.12,0/0,80) = 0,224 c) únosnost na plášti a únosnost pro limitní plášťové tření: - R su = 0,7.3,14.(0,88.3,5.42,08 + 0,88.4,0.85,89 + 0,80.2,0.125,01) = 1389,04 kn - R y = 1389,04/(1 0,224) = 1790,00 kn d) výpočet sedání pro limitní tření na plášti: - příčinkový součinitel I 1 pro L/d = 12,0/0,87 = 13,79..I 1 = 0,110 - korekční součinitel R K.. sečnové moduly deformace z tabulek 22, 23, 24 interpolací E s2 = 12,53 MPa; E s3 = 19,57 MPa; E s4 = 26,93 MPa; E ss = (12,53.3,5 + 19,57.4,0 + 26,93.2,0)/8,5 = 20,71 MPa; k = E b /E ss = 26500/20,71 = 1280.R K = 1,13 - příčinkový součinitel I = 0,11.1,13 = 0,124 - sedání pro limitní tření na plášti s y = 0, ,0/(0, ) = 0,0123 m e) průběh mezní zatěžovací křivky: - síla v patě pro sedání s 25 = 25 mm R pu;k = 0, ,0.25/12,3 = 815,00 kn - síla přenášená pilotou pro sedání s 25 = 25 mm R bu;k = 1389, ,0 = 2204,00 kn - 1. větev (parabola) pro obor sedání (0 12,3 mm): s = 0,0123.(R/1790,0) 2-2. větev (úsečka) pro obor sedání (12,3 25,0 mm): s = 0, ,0127.(R ,0)/414,0 - Např. pro sedíní s = 10,0 mm bude přenášená síla: R 10 = 1790,0.(0,01/0,0123) 1/2 = 1614,0 kn (uvedené velikosti sil je třeba srovnávat s charakteristickými velikostmi zatížení) Nelineární metoda výpočtu průběhu mezní zatěžovací křivky osamělé piloty Podkladem byl soubor výsledků celkem 350 statických zatěžovacích zkoušek vrtaných pilot průměrů 0,63 až 1,50 provedených v České a zčásti i Slovenské republice a v SRN v minulých asi 30 letech, z nichž 95 zkušebních pilot bylo plně instrumentovaných tak, že byl měřen průběh normálného napětí v dříku piloty s hloubkou, což spolu s pracovním diagramem piloty plně popisuje její chování /Feda, 1977, Masopust, 1994/. Základová půda obklopující vrtané piloty byla rozdělena do 10 skupin podle tabulky 23. Přesto, že geotechnické poměry stavenišť v České republice jsou dosti pestré, praxe ukázala, že uvedené třídění postačuje pro sestavení příslušného výpočetního modelu. Vzhledem k tomu, že vztah mezi zatížením a sedáním vrtané piloty je výrazně nelineární, zvláště pak pro velikost sedání přes 5 10 mm, byla jako teoretický podklad pro stanovení nelineárního průběhu mezní zatěžovací křivky přijata především práce Ménardova, prvně uveřejněná na konferenci ICSMFE v r Využívá se pokud možno in situ zjištěného presiometrického modulu deformace zeminy E s /MPa/ a reologického koeficientu struktury zeminy, jehož velikost závisí u zemin soudržných na konzistenci a konzolidaci, u zemin nesoudržných na relativní ulehlosti a u hornin na pevnosti a dráze napětí. Typické velikosti reologických koeficientů, jakož i jejich funkcí jsou v tabulce 24.

31 Mobilizace plášťového tření vrtaných pilot v závislosti na posunu pláště v zemině probíhá podle křivek, jejichž průběh lze vyjádřit rovnicí: q s = q s,lim. 1 (1 s/s lim ) f( ) (52) kde je q s,lim limitní velikost plášťového tření v příslušné vrstvě základové půdy, rovnice (53), s sedání dříku piloty v příslušné vrstvě zeminy, s lim limitní velikost sedání pro plnou mobilizaci plášťového tření, rovnice (54). q s,lim = 0,7.m 1.m 2.A-tgh(D/(4.d)) (53) a limitní sedání: s s,lim = A.g(,d)/(E s.d 1/2 ) (54) kde je A základní velikost plášťového tření stanovená na základě statistické analýzy výsledků statických zatěžovacích zkoušek pilot, m 1 koeficient vlivu technologie provádění s níže uvedeným rozdělením, m 2 koeficient vlivu instalace sekundární ochrany dříku piloty s níže uvedeným rozdělením, D vzdálenost od hlavy piloty do poloviny mocnosti příslušné vrstvy zeminy podél dříku piloty, d průměr piloty v příslušné vrstvě zeminy, g(,d) funkce reologického parametru a průměru piloty d podle tabulky 24. Tabulka 23 Rozdělení základových půd, velikosti reologického parametru a jeho funkce Označení zeminy Druh základové půdy Reologický parametr Funkce reol. par. f( ) R3 Skalní až poloskalní hornina tř. R3 0,66 (0,8) 3,017 (2,5) R4 Poloskalní hornina tř. R4 0,66 (0,8) 3,017 (2,5) R5 Poloskalní hornina tř. R5 0,66 3,017 C10 Soudržná zemina s I C 1, tř. R6 0,5 (0,66) 4,5 (3,017) C75 Soudržná zemina s I C 0,75 0,5 4,5 C5 Soudržná zemina s I C 0,5 0,5 4,5 D9 Nesoudržná zemina s I D 0,9 0,66 (0,8) 3,017 (2,5) D7 Nesoudržná zemina s I D 0,7 0,66 3,017 D5 Nesoudržná zemina s I D 0,5 0,66 (0,5) 3,017 (4,5) Y Neúnosná zemina 1 1 Napětí na patě piloty q 0 odpovídající sedání paty piloty o velikosti 10 mm se pro základové půdy označené ve smyslu tabulky 25 jako R5, C10, C75, C5, D9, D7 a D5 stanoví z rovnice: q 0 = m 0.(X Y/(L/d)) (55) kde je m 0 koeficient technologie provádění s níže uvedeným rozdělením, X, Y regresní koeficienty získané statistickou analýzou souboru výsledků statických zatěžovacích zkoušek pilot, L délka piloty.

32 Pro poloskalní horniny tř. R3 a R4 platí za předpokladu minimální délky vetknutí piloty do této horniny t min 0,5 m: q 0 = m 0.(t) 1/2.(X Y/(L/d)) (56) Pro velikosti koeficientů m 0, m 1 platí následující rozdělení vlivů technologie provádění pilot: - nepažený suchý vrt s čištěním paty pomocí čistící šapy, - vrt zapažený ocelovou pažnicí, nezvodnělý s čištěním paty, - vrt zapažený ocelovou pažnicí, zvodnělý s čištěním paty, - vrt zapažený ocelovou pažnicí, zvodnělý, bez čištění paty, - vrt zapažený jílovou pažící suspenzí s čištěním paty, - pilota prováděná průběžným šnekem (CFA). Tabulka 24 Velikosti funkce g(,d) Průměr piloty d /m/ 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 Velikost reologického parametru 0,5 0,66 0,8 2,997 1,892 1,055 3,460 2,287 1,102 3,869 2,650 1,417 4,238 2,989 1,737 4,577 3,309 2,034 4,897 3,614 2,321 5,190 3,906 2,612 5,471 4,188 2,923 Pro sekundární ochranu dříku piloty v příslušné vrstvě zeminy platí následujcí rozdělení: - bez povlakové sekundární ochrany, - sekundární ochrana fólie PE tl. 0,20 mm, - sekundární ochrana fólie PVC, PE, tl. 0,8 1,2 mm, - sekundární ochrana fólie PVC, PE tl. 2,0 mm, - sekundární ochrana zapaženého vrtu fólie PVC, PE tl. 0,8 1,2 mm + pletivo B-systému (případ vrtů zapažených ocelovými pažnicemi), - sekundární ochrana ponechaná PVC, PE chránička tl. 10 mm, - sekundární ochrana ponechaná ocelová roura tl. 8 mm. Jisté kombinace, jako je třeba provádění pažených vrtů pomocí jílové pažící suspenze a současná povlaková ochrana jsou nepřípustné. Vlastní výpočet průběhu mezní zatěžovací křivky spočívá ve stanovení souřadnic jednotlivých jejich bodů v souřadném systému: (R, s), kde obyčejně na vodorovné ose je síla v hlavě piloty R, na svislé ose pak sedání hlavy piloty s. Pro výpočet je pilota rozdělena na n dílků omezené délky, přičemž hranice dílků souhlasí s hranicemi geotechnických vrstev a současně i s náhlou změnou průřezu piloty (případ teleskopických pilot). Souřadnice libovolného bodu zatěžovací křivky se určí podle následujícího algoritmu: - spodnímu dílku piloty č.1 se udělí jisté sedání 1 s 1 (např. 1 mm), - na patě tohoto dílku se aktivuje napětí 1 q 0 (podle rovnic 52, resp.53), tedy i síla 1 Q 0 (stanovená vynásobením plochou paty piloty),

33 - na plášti tohoto dílku se aktivuje napětí 1 q s,1, tedy i síla 1 Q s,1, (stanovená vynásobením plochou pláště dílku), - na hlavě dílku č.1 je celková síla 1 R 1 = 1 Q Q s,1 ; vlivem této celkové síly dojde k pružnému zkrácení dílku č.1 (z Hookova zákona) o velikost s 1, tedy podstava následujícího dílku č.2 sedne o velikost 1 s 2 = 1 s 1 + s 1, - na plášti 2. dílku se aktivuje tření 1 q s,2, tedy i síla 1 Q s,2 ; vlivem této síly se dílek č.2 zkrátí o velikost s 2, tedy podstava 3. dílku sedla již o 1 s 3 = 1 s 1 + s 1 + s 2 a celková síla v hlavě 2. dílku je 1 R 2 = 1 Q Q s,1 + 1 Q s,2, - takto se postupuje až k vlavě piloty (k hornímu dílku), přičemž se stanoví celková síla v hlavě piloty 1 R n = 1 R 1 = 1 Q Q s,i a sedání v hlavě piloty 1 s n = 1 s 1 + s i, - bod o souřadnicích ( 1 R n ; 1 s n ) je bodem mezní zatěžovací křivky, - celý výpočet se opakuje pro jinou počáteční deformaci paty piloty 2 s 1 (např. 2 mm) a takto se získá další bod mezní zatěžovací křivky o souřadnicích ( 2 R n ; 2 s n ), - spojnice těchto bodů vytváří průběh mezní zatěžovací křivky. Obr. 32 Příklad mezní zatěžovací křivky vrtané piloty podle nelineární teorie sedání Osová únosnost skupiny pilot Při návrhu mimořádně zatížených pilotových základů nevystačíme s jednou pilotou a jsme nuceni navrhnout více pilot uspořádaných do skupiny, jež tvoří jeden statický celek. Piloty jsou vždy v hlavách spojeny patkou, nebo deskou, nebo alespoň nadzemní konstrukcí, přičemž tuhost výsledného systému významně ovlivňuje deformace tohoto pilotového základu. Piloty se ve skupině navrhují v minimálních osových vzdálenostech, jež jsou 2,5.d v případě pilot maloprofilových (d 0,6), v případě velkoprůměrových pilot (d 0,6 m) pak (

34 1,7.d a to z pochopitelných důvodů, tedy ve snaze ušetřit co nejvíce na rozměrech této konstrukce. V souvislosti s návrhem skupiny pilot je třeba řešit následující úkoly: - posoudit mezní únosnost skupinového pilotového základu (posoudit 1.m.s.), - stanovit velikosti příslušných deformací (sedání, pootočení, naklonění, průhyb), tedy posoudit 2.m.s., - stanovit velikosti působících sil do jednotlivých pilot a to za účelem jejich dimenzování. Za skupinu pilot se obyčejně nepovažuje uspořádání pilot v jedné řadě, které je obvyklé pod základovými pasy nosných stěn bytových a občanských staveb, nebo pod opěrami menších mostů. Piloty se pod základy rozmisťují tak, aby každá pilota byla osově a přibližně stejně zatížena, tzn., že těžiště skupiny pilot by se mělo co nejvíce shodovat s působištěm svislé výslednice R. Prakticky to však nelze zajistit, neboť: - zatížení se obyčejně skládá ze stálého a nahodilého, přičemž nahodilá složka mění své působiště, - rozdělení sil do jednotlivých pilot je výrazně ovlivněno tuhostí systému a tedy tuhostí spojující konstrukce, - i malá nepřesnost v poloze piloty (výrobní tolerance) může způsobit významnou změnu sil do jednotlivých pilot, - z prostorových důvodů nelze vždy uspořádat piloty pod základem nejvýhodněji. Je-li výslednice vnějšího zatížení šikmá ve vztahu k ose pilot, vzniká též příčná složka zatížení, jež namáhá piloty ve skupině vodorovnou silou. Ty lze sice navrhovat jako šikmé (u velkoprůměrových pilot lze snadno zajistit sklon např. 8:1), to však bývá s ohledem na velikosti působících sil nedostatečné a navíc piloty jsou schopny přenášet příčná zatížení zcela běžně. Z toho důvodu se šikmé piloty navrhují ve skupině zřídka a většinou tehdy, je-li třeba z titulu jejich vzájemného ovlivňování zajistit jejich větší osovou vzdálenost v níže položených únosných vrstvách zemin. Piloty ve skupině se tedy vzájemně ovlivňují, přičemž míra tohoto ovlivňování je dána zhruba následujícími faktory: - počtem pilot, jejich průměry, uspořádáním a délkou (přičemž čím jsou osové vzdálenosti menší a piloty v relativně homogenní zemině delší, tím je ovlivňování významnější), - vlastnostmi základové půdy podél dříků pilot a pod jejich patami (přičemž čím je základová půda v oblasti pat pilot pevnější, tím je ovlivňování menší a naopak), - celkovou průměrnou velikostí sedání skupiny pilot (čím je větší, tím je i větší ovlivňování a naopak), - tuhostí spojující základové konstrukce (patky, desky) a kvalitou základové půdy v základové spáře této konstrukce. Teoretická analýza vzájemného spolupůsobení pilot ve skupině není snadná, neboť z pochopitelných důvodů (potřeby velkých zatížení) chybí výsledky měření, jimiž by bylo možné teoretické vývody verifikovat. Tato analýza je založena na vytváření matematických 3D modelů (Hurych, 1998, 2000) v pružném poloprostoru, kde se uplatní především vlivy geometrického uspořádání a prostých tuhostí jednotlivých komponentů ovlivněných zvolenými deformačními (pružnostními) moduly kontinua. Sofistikovanější modely zavádějí konstitutivní vztahy v zeminovém prostředí, to však má na získané výsledky malý vliv, neboť nelze modelovat technologické aspekty, které svým významem překračují uvedené vlivy

35 řádově. Jednou z cest, jak v této problematice pokročit, jsou rozsáhlá měření a pozorování na stavbách Návrhová únosnost skupinového základu svisle zatíženého V případě centricky zatížené skupiny pilot opřených o skalní podloží (R1, R2), nebo vetknutých do poloskalního podloží (R3, R4, popř. i R5) a do ulehlých písků či štěrků (I D 0,7), je návrhová únosnost skupiny pilot, (1.m.s.), dána součtem návrhových únosností jednotlivých pilot působících jako osamělé. Návrhovou únosnost skupiny pilot v jemnozrnných zeminách a zeminách hrubozrnných s I D < 0,7 lze přibližně stanovit: a. součtem únosností pilot ve skupině působících jako osamělé, b. únosností zemního tělesa ve tvaru hranolu opsaného skupině pilot podle obr.33 pomocí vztahu: Z g = 0,5.(2.(B + B ).L.c us + B.B.c u.n cs (57) kde je c us průměrná velikost neodvodněné koheze zemin podél dříků pilot, c u neodvodněná koheze zeminy v ose zemního tělesa v hloubce 0,67.L pod jeho dolní podstavou, N cs koeficient únosnosti dle rovnice: N cs = 5.(1 + L/(5.B)).(1 + L/(5.B )) (58) Rozhoduje vždy menší z obou únosností stanovených dle a., b. L B B d d d d B B Obr.33 Schéma pro výpočet mezní únosnosti pilotové skupiny Sedání skupinového základu svisle zatíženého Přibližně lze sedání pravidelné skupiny pilot, (2.m.s.) spojených dostatečně tuhou patkou určit:

36 - v případě centricky zatížené skupiny pilot opřených o skalní podloží (R1, R2), nebo vetknutých do hornin R3, R4, popřípadě i hrubozrnných zemin s I D 0,7 jako sedání osamělé piloty nacházející se ve stejném prostředí, - v případě centricky zatížené skupiny pilot v ostatních typech zemin a poloskalních hornin lze použít jednu z následujících metod: a) jako sedání fiktivního plošného základu v hloubce 0,67.L šířky B a délky B (dle obr.33), přičemž do výpočtu je třeba zahrnout vliv hloubky založení a mocnosti deformační zóny dle metodiky výpočtu sedání plošných základů, b) sedání skupiny pilot se vypočte ze vztahu: s = s y + s p (59) kde je s y sedání osamělé piloty na mezi mobilizace plášťového tření (rov. 45) odečtené z mezní zatěžovací křivky osamělé piloty, (obr.29a), s p sedání fiktivního plošného základu v úrovni pat pilot, jehož rozměry jsou dány obvodem těchto pilot. Fiktivní plošný základ je zatížen silou rovnající se součtu sil působících v patách pilot uvažovaných jako osamělé, přičemž podíl síly přenášené pláštěm a patou piloty se odečte z mezní zatěžovací křivky Výpočet sil v jednotlivých pilotách pilotové skupiny V nejjednodušším případě pilotové skupiny zavádíme následující předpoklady: a) piloty jsou v hlavách spojeny dostatečně tuhou deskou (patkou), jež se neprohýbá, pouze se posunuje a otáčí; v prostoru lze tedy stanovit 6 složek deformace posuny ve směru souřadných os: v x, v y, v z, - pootočení kolem souřadných os: v a, v b, v c, b) tuhost pilot je s ohledem na tuhost desky tak malá a deformace jsou tak nepatrné, že lze ve statickém schématu (obr.34) uvažovat s kloubovým spojením jak v hlavě, tak i v patě, tudíž piloty jsou schopny přenášet pouze osové síly N i, popř. síly příčné H i, c) velikost osové síly N i v i-té pilotě je přímo úměrná deformaci této piloty v i ve směru její osy, tudíž N i = s i.v i, přičemž koeficient úměrnosti s i /kn.m -1 / může být (po částech) konstantní, čímž lze modelovat, (přírůstkovou metodou), pracovní diagram piloty, a) vliv skupinového účinku na sedání pilot je zanedbán, resp, lze jej modelovat pouze vhodnou volbou parametru (pérové konstanty) s i. Je zvolen pravoúhlý souřadný systém x, y, z dle obr.34, jednotlivé piloty jsou očíslovány: 1, 2, i, n, přičemž souřadnice i-té hlavy piloty jsou (x i, y i, z i ). Poloha každé piloty v prostoru je dána 5-ti údaji (šestý údaj je závislý): souřadnicemi hlavy a úhly i, i. Směrový vektor i-té piloty je tedy: p i = (p xi, p yi, p zi, p ai, p bi, p ci ) T (60) kde je p x = cos, p y = sin. cos p z = sin. sin (61) p a = y.p z = z.p y p b = z.p x x.p z p c = x.p y y.p x

37 Pro n pilot lze sestavit směrovou matici pilot: p x1, p x2,, p xn p y1, p y2,..., p yn P = p z1, p z2,, p zn / (62) p a1 p a2,., p an p b1, p b2,, p bn p c1, p c2,, p cn o n sloupcích a šesti řádcích. y 0 D z P i B i y cos B cos x cos C z B i y i 0 BC=1 BD=sin x Obr.34 Označení souřadného systému a polohy pilot ve skupině Vnější zatížení představuje zatěžovací vektor: R = (R x, R y, R z, R a, R b, R c ) T (63) kde jsou R x, R y, R z síly ve směry souřadných os x, y, z, R a, R b, R c momenty sil kolem příslušných os. Jak vyplývá z podmínky b), přenášejí piloty pouze osové síly, tudíž vektor osových sil bude: N = (N 1, N 2,.., N n ) T (64) V prostoru lze psát 6 nezávislých podmínek rovnováhy: R = P.N (65) přičemž výpočet sil v pilotách dle této rovnice je možný pouze ve zvláštních případech: a) jedná-li se o staticky určitý systém, tedy jedná-li se o zvláštní uspořádání a počet pilot ve skupině je 6, b) je-li zatížení uspořádáno tak, aby jej bylo možné přenést pouze osovými silami.

38 Abychom mohli přesně stanovit, které skupiny pilot jsou řešitelné, zavedeme matici: P x1, p y1, p z1, p a1, p b1, p c1 P x2, p y2, p z2, p a2, p b2, p c2 H =.,.,.,.,.,. (66).,.,.,.,.,. p xn, p yn, p zn, p an, p bn, p cn R x, R y, R z, R a, R b, R c a určíme hodnosti matic P, H, tedy velikosti r P, r H. Potom můžeme stanovit následující kritéria pro pilotové skupiny s kloubovým uložením: aa) r P = 6 skupina není degenerována, ab) r P 6 skupina je degenerována, (6 r P ) je počet stupňů volnosti, ba) r H = r P vnější zatížení lze přenést osovými silami, bb) r H r P vnější zatížení nelze přenést osovými silami, ca) n = r P systém je staticky určitý, cb) n r P s ystém je staticky neurčitý (n r P ) je stupeň statické neurčitosti. Je zřejmé, že: - případ bb) není řešitelný, - pomocí rovnic (65) lze řešit případy aa), ba), ca), - v ostatních případech je nutné vycházet z deformačních podmínek uvedených v základních předpokladech. Pérovou konstantu piloty s i lze odečíst z mezní zatěžovací křivky piloty, nebo ji stanovit jednoduše z Hookova zákona. Matice tuhostí jednotlivých pilot je: S 1, 0, 0,.., 0 0, s 2, 0,.., 0 D =. (67). 0, 0, 0,., s n a matice tuhosti skupiny pilot, jež má rozměr 6 x 6: S = P.D.P T (68) Deformace spojovací desky je dána jejími šesti složkami: přičemž platí: v i = (v x, v y, v z, v a, v b, v c ) T (69) R = S.v (70)

39 což představuje soustavu šesti lineárních rovnic o šesti neznámých složkách deformace spojovací desky. Deformaci hlav jednotlivých pilot získáme transformací do lokálního systému, tedy: V = P T.v (71) kde je V = (v 1, v 2,, v n ) T vektor deformací jednotlivých pilot. Osová síla v jednotlivých pilotách je pak: N = D.P T.v = D.P T.S -1.R (72) V praxi se často setkáváme se skupinou pouze svislých pilot zatížených svislou silou R x působící mimostředně s excentricitami e y a e z dle obr.35. Systém rovnic (70) potom degraduje na soustavu 3 lineárních rovnic: R x S xx, 0, 0 v x R b = 0, S bb, S bc. v b (73) R c 0, S cb, S cc v c kde je S xx = s i. p 2 xi S bb = s i. p 2 bi S cc = s i. p 2 ci S bc = S cb = s i.p bi.p ci Deformace spojovací desky je dána třemi jejími složkami: v x = R x /S xx v b = (S cc.r b S bc.r c )/(S bb.s cc S 2 bc) (74) v c = (S bb.r c S bc.r b )/(S bb.s cc S 2 bc) Rx y e y x e z z Obr.35 Statické schéma skupiny pouze svislých pilot

40 Takto se přibližně řeší i obecně zatížená skupina svislých pilot, přičemž složky zatížení R y a R z se separují a jimi se zatíží skupina pilot zvlášť dle zásad uvedených v této kapitole. Výsledné účinky se potom získají superpozicí. Jedná-li se o velkoprůměrové piloty vetknuté do základové desky, není předpoklad o kloubovém spojení hlav pilot s deskou přijatelný. Tento způsob výpočtu je výrazně složitější a je popsán v monografii /Masopust, 1994/. V praxi obecně platí, že se většinou jedná o piloty vetknuté do základové patky, čemuž odpovídá běžné vedení spojovací výztuže. Případ s kloubovým uspořádáním je zcela výjimečný a je třeba přizpůsobit tvar spojovací výztuže, popř. jej lze použit pro velmi měkké piloty, jež jsou v praxi představovány pouze mikropilotami Příčné zatížení pilot Piloty, zvláště velkoprůměrové, přenášejí kromě osových zatížení též síly vodorovné a ohybové momenty. S ohledem na poměrně malé přípustné horizontální deformace se posuzují účinky osového a příčného zatížení zvlášť a výsledky se superponují při posuzování únosnosti průřezů pilot, tj. při jejich dimenzování. Příčně zatíženou pilotu lze považovat za nosník vetknutý do pružně plastického prostředí a v jistém oboru deformací jej lze řešit jako nosník omezené délky na pružném podkladě. Předpokládá se tedy lineární závislost mezi napětím a deformací podle Winklerovy hypotézy: z = k h,z.u z (75) kde je k h,z modul vodorovné reakce podloží v hloubce z /kn.m -3 /, u z příslušná vodorovná deformace pilot /m/. Velikost modulu k h závisí obecně na typu zeminy a na deformaci piloty a jeho průběh s hloubkou může mít různý tvar. V jemnozrnných zeminách a poloskalních horninách se předpokládá konstantní velikost s hloubkou a úměrnost s modulem deformace zeminy dle vztahu: k h = E def /d (76) kde je d 1,0 m a je-li d 1,0, potom se dosazuje d = 1,0 m. V hrubozrnných zeminách se předpokládá lineární růst k hz s hloubkou z dle vztahu: k hz = n h.z/d (77) kde je n h konstanta dle tabulky 25, (podle K.Terzaghi). Tabulka 25 Konstanta n h /MN.m -3 / pro hrubozrnné zeminy Zemina n h /MN.m -3 / Relativní ulehlost I D 0,33 0,50 0,90 Suchý písek a štěrk 1,5 7,0 18,0 Vlhký písek a štěrk 2,5 4,5 11,0 V závislosti na tuhosti piloty a vlastnostech základové půdy, jakož i velikosti působícího příčného zatížení, lze rozeznat následující 2 případy deformací příčně zatížených pilot:

41 1. osa piloty zůstává po zatížení přímá, pouze se posunuje a otáčí tuhé piloty, 2. osa piloty se po zatížení deformuje ohebné piloty. Z hlediska podepření pilot jako nosníků v zemině rozeznáváme tyto základní případy: - volná hlava, volná pata případ podepření sloupu osamělou pilotou, - pevná hlava, volná pata piloty v hlavě vetknuté do základového bloku, jež neumožní pootočení, nýbrž pouze posun, - volná hlava, kloub v patě zakotvení piloty na malou hloubku do skalního podloží, což znemožní posun v patě, - piloty zatížené jednostranným tlakem případ pilotových stěn. Únosnost příčně zatížené piloty lze stanovit zkouškou nebo výpočtem. Statické zatěžovací zkoušky příčně zatížených pilot jsou jednoduché, neboť se obyčejně 2 piloty v hlavách rozpírají, což nevyžaduje instalaci zatěžovacího zařízení. Schéma sestavy takového zkoušky je na obr.36. u 1 u ~1 až 1.5 m Obr. 36 Schéma statické zatěžovací zkoušky pilot na vodorovné zatížení: 1,2 zkušební piloty, 3 ponechaná ocelová roura s připravenou plochou pro rozepření lisu, 4 hydraulický lis, u 1, u 2 měření vodorovných deformací Výpočet příčně zatížených osamělých tuhých pilot Příčně zatížené piloty se v přijatelném oboru deformací chovají jako tuhé, pokud platí vztah: L max = m.d (78) kde je m koeficient dle tabulek 26, 27 v závislosti na statickém schéma piloty.

42 Tabulka 26 Koeficient m pro jemnozrnné zeminy Statické schéma Koeficient m Totální koheze c u /kpa/ Vetknutá hlava, volná pata 6,7 5,5 4,5 3,5 Volná hlava, volná pata 10,0 8,0 7,0 6,0 Volná hlava, kloub v patě 9,5 7,5 6,0 5,0 Tabulka 27 Koeficient m pro hrubozrnné zeminy Statické schéma Koeficient m Relativní ulehlost I D 0,5 0,7 0,9 Vetknutá hlava, volná pata 5,5 4,2 3,2 Volná hlava, volná pata 7,0 5,5 4,2 Volná hlava, kloub v patě 5,5 4,2 3,2 Tuhé piloty představují staticky určitý systém a pomocí příslušných podmínek rovnováhy lze stanovit velikost posunu v hlavě u a, pootočení střednice a příslušné velikosti vnitřních sil v pilotě, na jejichž základě lze její průřez dimenzovat. Statické schéma tuhé piloty s volnou hlavou i patou je na obr.37. Neznámou polohu bodu otáčení O, (hloubku z 0 ) a posun hlavy u a vyřešíme z následujících rovnic, vyjadřujících silovou podmínku rovnováhy ve vodorovném směru a momentovou podmínku k bodu otáčení O, (třetí podmínka rovnováhy vyjadřující součet svislých sil je explicitně rovna nule): L H d. z.dz = 0 (79) 0 L H.(h + z 0 ) d. z.(z 0 z).dz = 0 (80) 0 po úpravě: u z = (z 0 z).u a /z 0, tedy z = k hz.(z 0 z).u a /z 0 získáme: L H d.u a /z 0. k hz.(z 0 z).dz = 0 (81) 0 L H.(h + z 0 ) d.u a /z 0. k hz.(z 0 z) 2.dz = 0 (82) 0 H 0 z h L z dz u a u z a k hz b k hz = konst c k hz =n z h d 0 Obr.37 Statické schéma tuhé příčně zatížené piloty

43 Konkrétní případy jsou podrobně řešeny v monografii /Masopust, 1994/, zde uvádíme pouze případ tuhé piloty s volnou hlavou i patou. a) homogenní jemnozrnná zemina: Předpokládáme konstantní velikost modulu vodorovné reakce podloží k h = konst, dle obr. 37.b, potom rovnice (81) a (82) přejdou na tvar: Řešením získáme: L H d.u a.k h /z 0. (z 0 z).dz = 0 (83) 0 L H.(h + z 0 ) - d.u a.k h /z 0. (z 0 z) 2.dz = 0 (84) 0 z 0 = L.(3.h + 2.L)/(6.h + 3.L) (85) u a = 2.H.(3.h + 2.L)/(k h.d.l 2 ) (86) tg = u a /z 0 = 2.H.(6.h + 3.L)/(k h.d.l 3 ) (87) Maximální ohybový moment je v hloubce z 1, pro níž je posouvající síla nulová, tedy: z z 0.z 1 + (L 2.z 0 )/(3.h + 2.L) = 0 (88) M max = H.(h + z 1 ) H.z 1 2.(3.h + 2.L).(3.z 0 z 1 )/(3.L 2.z 0 ) (89) b) homogenní hrubozrnná zemina: Ve štěrcích a píscích se počítá s lineárním vzrůstem modulu vodorovné reakce podloží (obr.37c) dle rovnice (77) a tudíž rovnice (81) a (82) přejdou na tvar: Řešením získáme: L H u a.n h /z 0. z.(z 0 z).dz = 0 (90) 0 L H.(h + z 0 ) - u a.n h /z 0. z.(z 0 z) 2.dz = 0 (91) 0 z 0 = L.(4.h + 3.L)/(6.h + 4.L) (92) u a = 6.H.(4.h + 3.L)/(n h.l 3 ) (93) tg = u a /z 0 = 6.H.(6.h + 4.L)/(n h.l 4 ) (94) Výpočet hloubky z 1, v níž je maximální moment, vede k rovnici: z L + L 2 /(12.h + 8.L).z L 4 /(12.h + 8.L) (95) M max = H.(h + z 1 ) H.(4.L.z z 1 4 ).(3.h + 2.L)/(3.L 4 ) H.z 1 3 /(3.L 2 ) (96)

44 Výpočet příčně zatížených osamělých ohebných pilot V tomto případě nevystačíme s podmínkami rovnováhy, neboť se nejedná o staticky určitý systém. Rovnice ohybové čáry piloty dle obr.38 má potom tvar: E b.i. (d 4 u/dz 4 ) + d.k hz.u = 0 (97) kde je E b modul pružnosti (deformace) materiálu piloty, I moment setrvačnosti průřezu piloty. a H N M b L p z L u z Obr.38 Deformace příčně zatížené ohebné piloty Po dvojí integraci této rovnice lze získat rovnici ohybové čáry nosníku ve známém tvaru: - E b.i.(d 2 u/dz 2 ) = M z (98) kterou lze přímo řešit pouze pro speciální případy uložení. Je-li pilota uložena ve vrstevnaté zemině, není modul vodorovné reakce podloží konstantní, nýbrž má obecný průběh a výchozí diferenciální rovnici ohybové čáry nelze řešit přímo. Lze však přejít k přibližnému řešení, jež spočívá v nahrazení příslušné derivace funkce u z diferenčními výrazy v určitých, předem zvolených bodech. Jedná se ostatně o aplikaci metody sítí pro nosníkovou úlohu, přičemž výpočtové schéma tohoto řešení je na obr.39. Při označení dílků 1 až n, dělících bodů 0 až n máme pro n dílků jednotné délky z = L/n celkem n+1 průřezů, v nichž hledáme n+1 neznámých vodorovných posunů. Okolní základová půda vzdoruje deformacím u i napětím, jehož intenzita je přímo úměrná velikosti těchto deformací (Winklerův předpoklad). Jelikož neřešíme spojitý průběh ohybové čáry, znázorníme odpor zemního prostředí diskrétními silami P i, jež mají fyzikální význam u i násobku pérových konstant a rovnají se: P i = z.d.k hz.u i = C i.u i (99)

45 z i a H b c L h z p 0 p 1 u1 p 2 u 0 u 2 3 p 3 u 3 i p i u i d n p n u n Obr.39 Výpočtové schéma ohebné, příčně zatížené piloty Winklerův model Druhou derivaci funkce průběhu ohybové čáry v bodě i nahradíme diferenčním výrazem: d 2 u/dz 2 (i) = (u i-1-2.u i + u i+1 )/( z) 2 (100) a po dosazení do rovnice (98) získáme: E b.i/( z) 2. (u i-1-2.u i + u i+1 ) = M zxatěžovací - M vzdorovací (101) kde je M zatěžovací = H.(h + z i ) (102) M vzdorovací = P 0.z i + P 1.(z i 1. z) + P 2.(z i 2. z) + + P i.(z i i. z) = j=i = P j.(z i j. z) (103) j=0 Po dosazení do rovnice (100) získáme: j=i E b.i/( z) 2. (u i u i + u i+1 ) = H.(h + z i ) - C hi.u j (z i j. z) = 0 (104) j=0 Pro n+1 průřezů můžeme psát n-1 těchto lineárních rovnic o n+1 neznámých deformacích u 0 až u n. Zbývající 2 rovnice poskytují podmínky rovnováhy: - součtová ve vodorovném směru: i=n H - P i = 0 (105) i=0

46 - momentová k bodu n: i=n H.(h + L) - P i.l.(1 i/n) = 0 (106) i=0 Příklady výpočtu ohebných příčně zatížených pilot ve Winkler-Pasternakově modelu podloží jsou uvedeny v monografii /Masopust, 1994/ Skupiny příčně zatížených pilot, příklad 5 Piloty spojené v hlavách základovou deskou do skupiny vykazují v případě příčného zatížení shodné posuny v hlavách, neboť desky se prakticky nedeformují. Přesto však předpoklad o rovnoměrném rozdělení vodorovných sil do pilot není správný. Jednotlivé piloty se na přenosu celkové vodorovné síly H R podílejí různě a to s ohledem: - na svojí tuhost (danou průměrem), - na svojí polohu ve skupině dle rovnice: H i /H R = i / i (107) kde je H i vodorovná síla připadající na i-tou pilotu, H R celková vodorovná síla působící na skupinu pilot, i = L. R zmenšovací koeficienty, jež závisí na poloze pilot ve skupině a to: L na vzdálenosti pilot a L ve směru působící síly, R na vzdálenosti pilot a R kolmo na směr působící síly. Postup výpočtu je uveden v knize /Masopust, 1994/ a lze jej doložit příkladem podle obr.40. Příklad 5 Skupina 15 vrtaných pilot d = 630 mm délky 8,0 m v polopevném jílu s E def = 8,0 MPa je zatížena celkovou vodorovnou silou H R = 1,5 MN. Stejně zatížené podskupiny pilot jsou vyznačeny: I, II, III, IV. Výsledky výpočtu jsou v tabulce 28. H=1500 Obr.40 Příklad vodorovně zatížené pilotové skupiny

47 Tabulka 28 Výsledky příkladu z obrázku 40 Pilota Typ Počet pilot přísl. typu n Zmenšovací koeficient i /n Vodorovná síla na pilotu H i /kn/ I 2 0, ,43 11,66 II 3 0, ,63 10,15 III 4 0,469 79,72 4,64 IV 6 0,423 71,90 4,04 Modul vod. reakce k hi /MN.m -3 / 5.3 Ražené piloty Jedná se o piloty typu displacement, přičemž pojem ražené piloty byl přijat jako český ekvivalent anglického názvu, jelikož jednoslovný český překlad zřejmě neexistuje. Jedná se o piloty instalované v základové půdě bez těžení zeminy z vrtu nebo prostoru, který pilota zaujímá, s výjimkou omezeného zvednutí terénu, vibrací, nebo prací souvisejících s odstraněním překážek a pomocných prací potřebných k instalaci ražené piloty. Toto je definice ražených pilot přijatá do textu českého překladu evropské normy ČSN EN 12699:2001 Provádění speciálních geotechnických prací Ražené piloty, jež v současné době prošla revizí, nicméně zásady změněny nebyly. Materiálem pro ražené piloty může být: ocel, litina, beton (železobeton, předpjatý beton), dřevo, malta (injekční směs), nebo kombinace těchto materiálů. Piloty se v základové půdě instalují beraněním, vibrováním, šroubováním, zatlačováním, nebo kombinací těchto technologií. Přesto, že za piloty se obyčejně považují prvky průměru (nebo nejmenšího příčného rozměru) přesahujícího 300 mm, v případě ražených pilot bývá tato hranice posunuta až k 150 mm. Ne zcela vyčerpávající, přesto však dostatečné dělení ražených pilot je na obr.11. Z něho vyplývá, že existují 2 rozsáhlé skupiny těchto pilot: prefabrikované a na místě betonované. Typické druhy ražených pilot jsou schematicky vyznačeny na obr.41. Prefabrikované ražené piloty, jež se instalují většinou beraněním nebo vibrováním, zřídka pak šroubováním a zatlačováním, byly v naší zemi prováděny především v minulosti a v současné době, (od konce 90. let minulého století) se prakticky neprovádějí. Důvody byly vysvětleny v úvodu ke kapitole 5. Rozhodují geotechnické poměry, tudíž např. v severním Německu, Belgii, Holansku, Dánsku, Norsku, Švédsku a Finsku, na druhé straně pak na Ukrajině a v Polsku tyto typy pilot zcela převažují, přičemž nejrozšířenější jsou železobetonové piloty čtvercového průřezu (se skosenými rohy) rozměrů: 250/ /450 mm, délek do 15 m, (v případě potřeby větších délek se nastavují). Jsou-li ražené piloty navrhovány ve skupinách, vzniká problém při dorážení následných pilot ve skupině, kdy zemina je již natolik zhutněna, že poslední piloty nejdou dorazit. Proto se v některých případech využívá pomocných metod, jako např. předvrtů, jimiž se zemina uvolní a pilota jde zarazit. Vznikají tak velmi nejasné technologické efekty, jež mají vliv na únosnost pilot ve skupině, nedají se však přijatelně předvídat. Naopak, pro zvýšení únosnosti v některých typech zemin se ražené prefabrikované piloty injektují a to jak během ražení, tak i po ražení. Využívá se injektážní směsi na bázi cementové suspenze a injektuje se pomocí ocelových injektážních trubek, jež jsou do dříku piloty zabudovány, nebo k němu připevněny. Železobetonové prefabrikované piloty mívají po instalaci poškozené hlavy, které musejí být ohleduplně odbourány až na úroveň zdravého (nepoškozeného) betonu. Při návrhu prefabrikovaných pilot je třeba zohlednit metodu instalace, druh beranu (vibrátoru), rozměry pilot a jejich délky tak, aby bylo možné stanovit kritéria pro ražení. Ta jsou dána pro beraněné piloty:

48 - energií při beranění (tj. např. tíha beranu a výška pádu beranu), - vnikáním piloty do základové půdy, přičemž se měří energie spotřebovaná na jistou velikost vniku piloty (obyčejně 1,0 m, nebo i 2,0 m), - rychlost vnikání do základové půdy. Pro vibrované piloty je to potom: - energie vibrování (měřená např. tlakem hydraulického oleje pro pohon vibrátoru), - frekvence vibrování, - vnik piloty v závislosti na předchozích ukazatelích. Pro piloty šroubované a (zatlačované): - kroutící moment a (tlaková síla) působící na pilotu ve vztahu k rychlosti vniku piloty do základové půdy. a b c d e f g h i j Obr.41 Příklady ražených pilot: a. beraněná, na místě betonovaná pilota, b. šroubová, na místě betonovaná pilota, c. prefabrikovaná železobetonová (čtvercová, kruhová) pilota, d. ocelová pilota (kruhová, H-profilu), e. prefabrikovaná železobetonová kónická (kruhová, nebo čtvercová) pilota, f. na místě betonovaná pilota s rozšířenou patou (předrážená, Franki), g. na místě betonovaná s rozšířením paty, h. na místě betonovaná s ponechanou pažnicí a s rozšířením paty, i. pilota s tělesem rozšiřujícím patu v měkké zemině, j. ocelová svařovaná s rozšířením paty

49 V případě pilot betonových musí být energie ražení volena tak, aby (v případě tlakových zatížení) nepřevýšilo tlakové napětí 0,8 násobek pevnosti betonu v tlaku v okamžiku nárazu beranu a (v případě tahových zatížení) 0,9 násobek meze kluzu výztužné oceli. Při ražení ocelových pilot nesmí energie překročit velikost, jež by znamenala napětí v oceli přesahující 0,9 násobek její meze kluzu. Razí-li se piloty dřevěné, nesmí být při beranění překročen 0,8 násobek charakteristické velikosti tlakové pevnosti dřeva ve směru jeho vláken. Ražené, na místě betonované piloty se instalují v základové půdě beraněním, vibrováním a šroubováním, přičemž těmito metodami se provede nejprve otvor vesměs kruhového profilu, ten se zabetonuje (včetně armování) a vlastní razící roura se buď vytáhne (piloty dočasně pažené), nebo se v zemi ponechá (trvale pažené). Do této skupiny spadá veliké množství různých druhů pilot, z nichž v našich geotechnických podmínkách se rozšířily v podstatě pouze 2 druhy pilot dočasně pažených: - tzv. předrážené, na místě betonované piloty (typu Franki), - vibrované (nebo i beraněné) piloty prováděné se ztracenou botkou (VUIS, Fundex). Piloty VUIS byly rozšířeny především na Slovensku, kde byly též vyvinuty, v České republice se prováděly zřídka a v současné době jsou již bezvýznamné pro svá značná omezení z titulu vhodných geotechnických podmínek a pro své malé únosnosti vyplývající z jejich profilů a délek. Existovalo mnoho modifikací těchto pilot, z nichž některé nespadaly do oblasti pilot ražených, neboť při nich se vibračním způsobem zarážela pažnice prof.380 mm do základové půdy a její pomocí se těžila z vrtu zemina technologií známou např. z průzkumného vrtání, obr.42a. My však v této souvislosti máme na mysli modifikaci se ztracenou botkou podle obr.42b. Botka byla většinou betonová, kuželová, vyrobená tak, že na ní bylo možné nasadit ocelovou pažnici prof.380 mm opatřenou v horní části vzdušníkem a vibrátorem, přičemž celé toto zařízení bylo zavěšeno na jeřábu. Po zavibrování do potřebné hloubky byl do zapaženého vrtu vložen armokoš a vrt byl otvorem ve vzdušníku vyplněn transportbetonem. Vzápětí byl vzdušník uzavřen a pažnice byla vytažena jeřábem za pomoci stlačeného vzduchu vháněného přes vzdušník. Piloty byly realizovatelné v soudržných zeminách tuhých a píscích a drobných štěrcích bez přítomností kamenů a balvanů. Piloty typu Fundex byly u nás vyzkoušeny, nicméně se neosvědčily, neboť jim výrazně konkurovaly piloty Franki co do produktivity a zvláště pak únosnosti. Jedná se o beranění ocelové roury průměru mm zakončené botkou obyčejně ocelovou, plochou. Pažnice byla zaberaněna na projektovanou hloubku, přičemž se měřila energie potřebná na zaražení posledního 1,0 m. Na tomto základě byla stanovena i únosnost této piloty. Po zaberanění byl vložen armokoš a celý prostor byl vybetonován transportbetonem. Vzápětí byla pažnice vytažena a to buď pouze tahem lana přes vrátek, nebo též pomocí beranu působícího obráceně. Tyto piloty jsou rozšířené zejména v Holandsku a v Belgii. Mezi piloty typu displacement se řadí rovněž vrtané roztláčené piloty typu DDC (drilled displacement piles), jež byly původně vyvinuty z vrtaných pilot typu CFA, (kap ), nicméně vlastní nářadí má speciální konstrukci, kdy při vrtání je vlivem opačného stoupání šněku zemina přímo roztlačována do stran, neulpívá tedy na jeho závitech. V současné době existují 2 systémy, kdy první využívá vrtacího zařízení pouze k vytvoření roztlačeného otvoru, který se betonuje v průběhu těžení nářadí jako v případě pilot CFA. Druhý systém je se ztracenou botkou, kdy po dovrtání do příslušné hloubky je botka odpojena, do vrtací roury lze potom vložit výztužný armokoš a pilotu vybetonovat obdobně jako v případě pilot VUIS. Z hlediska skutečného působení těchto pilot se někdy označují jako large displacement, zatímco piloty CFA pak jako small displacement. Jejich uplatnění není v ČR veliké, neboť nevýrazně limitováno vhodností typů základových půd, kde jsou realizovatelné.

50 b c d e f g Obr.42 Schéma výroby piloty VUIS se ztracenou botkou: A-piloty VUIS v soudržné zemině, B-piloty VUIS v nesoudržné zemině, a-vibrování pažnice, b-těžba soudržné zeminy, c-odstranění zeminy pomocí stlačeného vzduchu, d-betonáž piloty, e-vibrování se ztracenou botkou, f-armování piloty, g-betonáž piloty Technologie výroby předrážených na místě betonovaných pilot Franki Tento typ ražených pilot se v České republice dosti rozšířil a to již v době před 2. světovou válkou, kdy na těchto pilotách bylo zakládáno mnoho výrobních hal i mostů zvláště v nesoudržných zvodnělých zeminách. Vlastní technologie pochází z Belgie z 30. let minulého století. V současné době se u nás provádí kolem % pilotových základů touto technologií, přičemž ovšem značná jejich část připadá na prvky štěrkové, které spadají spíše do oblasti zlepšování vlastností základové půdy. Technologický postup výroby klasické předrážené piloty na místě betonované je znázorněn na obr.43. Používají se ocelové silnostěnné razicí roury vnějšího průměru 408 mm nebo 512 mm, (v poslední době i větší průměry), délky rour odpovídají zhruba délce pilot a jsou běžně do m, výjimečně lze pro prodloužení pilot používat nástavců, s nimiž jsou ovšem při tahání komplikace. Vlastní razicí souprava se skládá z podvozku vesměs housenicového, byly však vyvinuty i razicí soupravy na kolových podvozcích (Geoindustria záv. Brno), dále z lafety s několikanásobným kladkostrojem pro dosažení co největší tažné síly, volnopádového vrátku a skipu pro transport betonu do razicí roury. Soupravy jsou velmi jednoduché, bez komplikovaných hydraulických okruhů a bez elektroniky, což je výhodné, uvážíme-li, jakým dynamickým účinků jsou vystaveny. Razicí roura se vztyčí do své provozní polohy, přičemž lze razit piloty jak svislé, tak i šikmé, běžně o sklonu do 8:1. Do razicí roury se prostřednictvím skipu nasype asi 0,15 m 3 suchého betonu (v/c 0,28). Tento beton, k jehož výrobě se doporučuje používat drcené kamenivo frakce do 22 mm (výjimečně do 32 mm) a množství cementu přesahuje 300 kg/m 3 se vyrábí buď na staveništi, nebo se transportuje z betonárek. Beton vytvoří v dolní části razicí roury zátku (korek), jež je hutněna volným pádem beranu tvaru ocelového válce o hmotnosti 1,25 5,5 t, který může padat z výšky asi 2

51 - 4 m. Při beranění razicí roura vniká do základové půdy, přičemž přenos beranící síly je zčásti zprostředkován třením betonové zátky o vnitřní stěnu roury. b c d e Obr.43 Technologický postup výroby předrážené piloty Franki: a-stražení razicí roury se zátkou, b-ražení piloty skrz neúnosnou zeminu, c-vyrážení zátky, d-formování dříku vyztužené piloty, e-hotová železobetonová pilota Franki, 1-razicí roura, 2-beran, 3-betonová zátka (korek), 4-rozšířená pata piloty, 5-armokoš Během beranění se sleduje vnik roury do základové půdy ve vztahu k počtu úderů, nebo lépe měří se velikost mechanické energie (dané součinem tíhy beranu a výšky jeho pádu) ve vztahu k vniku razicí roury, přičemž významné je to zejména na poslední 1,0 m, nebo i 2,0 m. Na základě této velikosti (a s ohledem na druh základové půdy) se usuzuje na únosnost předrážené piloty. Po dosažení únosné zeminy, resp. po splnění příslušného energetického kritéria se razicí roura vyvěsí ve věži soupravy pomocí 2 mohutných lanových závěsů. Přidá se postupně asi 0,5 1,5 m 3 betonu a dojde k fázi nazvané vyrážení zátky (korku). Přitom se formuje typická cibule pod patou piloty, jež má rozhodující vliv na její únosnost, nicméně ve skutečnosti nesmí dojít k úplnému vyražení betonu z roury, neboť by hrozilo přerušení piloty. V další fázi se razicí roura opatří armokošem složeným z podélné výztuže prof. nejméně 14 mm, distančních kruhů (z ploché oceli) a spirály. Následně se přisýpá další beton, který se hutní beranem pracujícím uvnitř armokoše při současném povytahování razicí roury. Hotová pilota se vyznačuje: - typickou cibulovitou patou, její průměr může dosáhnout až 1,5 1,8 násobku průměru dříku piloty, - drsným pláštěm, přičemž dřík piloty mívá průměr mm (resp mm), - mimořádně kvalitním betonem, neboť ten při nízkém vodním součiniteli je hutněn tak, jako v žádné jiné betonové konstrukci, tudíž jeho pevnost dosahuje běžně 150 % (i více) krychelné pevnosti betonu odpovídající jeho třídě stanovené na základě jeho složení, - mimořádně odolným betonem s ohledem na jeho nepropustnost a odolnost vůči agresivnímu prostředí,

52 - mimořádně vysokou mírou únosnosti (definovanou např. únosností v kn/cenou piloty) v příznivých geotechnických podmínkách. Předrážené piloty mají ovšem i své nevýhody: - při jejich provádění (beranění) vznikají velké dynamické účinky, jež jsou většinou nesrovnatelně větší, než např. účinky vibrování, proto jejich provádění v intravilánech je problematické a např. v hustě zastavěných centrech měst nepřichází v úvahu, - jsou omezeny průměrem i délkou, i když délková omezení nejsou většinou rozhodující, - jsou vhodné pouze v některých typech zemin a to především v nesoudržných zeminách, jež neobsahují velké balvany, popř. tvrdé (horninové) vložky, které nelze prorazit. Při jejich beranění vznikají veliké pórové tlaky zvláště pak v soudržných zeminách, přičemž energetická kritéria mylně ukazují na velký odpor prostředí při beranění, který je všem dán pórovým přetlakem, který časem (s postupující primární konzolidací) vymizí a pilota svoji únosnost ztrácí, což se projevuje jejím následným sedáním. Proto jsou Franki piloty v soudržných zeminách méně vhodné až nevhodné, zrovna tak v horninách poloskalních, kde nemá smysl snažit se ovlivnit jejich únosnost vetknutím do těchto hornin, - v suchých soudržných zeminách charakteru např. sprašových hlín vzniká nebezpečí odsátí vody z již tak suchého betonu a k jeho následné nedokonalé hydrataci, jež se nakonec projeví spálením betonu a jeho rozpadem. Přitom samozřejmě nelze k ražení používat beton s vyšším vodním součinitelem, neboť potom by vlastní ražení nebylo reálné. Dřík piloty lze ovšem betonovat běžným transportbetonem zpracovatelnosti podobné, jako např. pro vrtané piloty; sníží se tak ovšem vliv drsného pláště typické Franki piloty, jež má značný vliv na její únosnost, - Franki piloty jsou vhodné především k přenášení osových zatížení (tlakových i tahových); pro příčné síly jsou méně vhodné s ohledem na průměr a pro pilotové stěny se nehodí vůbec (s ohledem na tvar jejich dříku). Přesto lze ovšem konstatovat, že předrážené piloty Franki mají v rámci vhodných geotechnických podmínek stavenišť své pevné místo a to především tam, kde se jedná o méně zatížené konstrukce, kde jsou cenově velice výhodné Osová únosnost ražených na místě betonovaných pilot Proces ražení těchto pilot lze s výhodou monitorovat a optimalizovat metodou PDA (viz tabulka 19), přičemž vlnové teorie, na níž je tento proces založen, lze využít i pro stanovení únosnosti těchto pilot. Pokud analyzátor a příslušný program CAPWAP (GRLWEAP) nejsou k dispozici, využívá se buď tzv. dynamických vzorců, nebo empirického výpočtu dle 1.m.s publikovaného již v r.1968 v původní ČSN upraveného zkušenostmi a výsledky statických zatěžovacích zkoušek pilot Franki. Nejznámější a nejpoužívanější je tzv. dánský vzorec, jež byl mnoha autory upravován a u nás se využívá ve tvaru dle Bažanta (1973), dle něhož dynamická únosnost piloty: Q = (.W H.H)/(s + 0,5.s e ) (108) kde je účinnost daná především typem beranu (0,8 0,95), W H tíha beranu, H výška pádu

53 s je tzv. poslední vnik, což je aritmetický průměr vniků při posledních 10 (event. 20 rázech) s e je pružné stlačení piloty, jež je dáno vztahem: s e = (2..W H.H.L/(E.A s )) 1/2 (109) kde je L délka piloty, E modul pružnosti betonu, A s plocha příčného řezu pilotou. Statická únosnost piloty se od dynamické únosnosti málo liší v zeminách hrubozrnných. Naopak v jemnozrnných zeminách nelze z výsledků dynamického vzorce na únosnost statickou usuzovat, jak bylo výše vysvětleno. Návrhovou únosnost piloty lze (v hrubozrnných zeminách) stanovit dle vztahu: U vs = Q/ P (110) kde P je dílčí součinitel stejnoměrnosti, jež se dosazuje 2,0 až 3,0. Charakteristickou únosnost osamělé ražené piloty lze též stanovit dle vztahu: U vk = f1. f3.a s.r tab + f2. f4..d i.h i.f si (111) kde je R tab charakteristická únosnost základové půdy pod patou piloty dle tabulek 29 a 30, f si charakteristická velikost tření na plášti piloty dle tabulek 29 a 30, f1 f4 dílčí součinitelé spolehlivosti výpočtu stanovené dle tabulek 31 a 32. Tabulka 29 Charakteristické velikosti R tab a f s pro ražené piloty v hrubozrnných zeminách Typ zeminy Relativní ulehlost I D R tab /MPa/ f s /MPa/ Štěrky (G) 0,67 0,33 0,67 0,33 5,0 2,0 1,0 0,15 0,08 0,04 Písky (S) 0,67 0,33 0,67 0,33 4,0 1,2 0,6 Tabulka 30 Charakteristické velikosti R tab a f s pro ražené piloty v jemnozrnných zeminách 0,10 0,06 0,02 Typ zeminy Index konzistence I C R tab /MPa/ f s /MPa/ Jemnozrnné (F) 0,25 0,25 0,5 0,5 1,0 ( 1,0) 0,2 0,5 1,5 (3,0) 0,01 0,03 0,05 0,10 Tabulka 31 Dílčí součinitelé únosnosti ražených pilot v závislosti na jejich druhu Ražené (prefabrikované) Typ piloty f1 f2 Ocelové 1,2 0,8 Betonové 1,2 1,2 Dřevěné 1,2 1,0 Předrážené (Franki) Na místě betonované 1,8 1,6

54 Tabulka 32 Dílčí součinitelé únosnosti ražených pilot v závislosti na druhu zatížení Druh zatížení f3 f4 Základní kombinace Širší kombinace 1,0 1,15 1,0 1,15 Tlak Tah 1,0 0 1,0 0,7 Statické Dynamické 1,0 1,0 1,0 0,7 Návrhová únosnost ražených pilot bude pak stanovena ve smyslu ČSN EN pomocí dílčích součinitelů únosnosti γ R, jež jsou v tabulce 33: U vd = U vk / γ R (112) V ČR je doporučen návrhový přístup NP2. Tabulka 33 Dílčí součinitelé únosnosti γ R beraněných pilot Únosnost Značka Soubor R1 R2 R3 R4 Pata γ b 1,0 1,1 1,0 1,3 Plášť γ s 1,0 1,1 1,0 1,3 Celková/kombinovaná (tlak) γ t 1,0 1,1 1,0 1,3 Plášť v tahu γ s;t 1,25 1,15 1,1 1,6 Únosnost pilot Franki lze stanovit na základě energetického diagramu, tj. v závislosti na celkové energii beranění posledních 2,0 m, popř. 1,0 m piloty. Příklad tohoto diagramu uvádí Smoltczyk et. al. /1982/ pro písky v oblasti Hamburku. Diagram byl sestaven na základě výsledků 44 statických zatěžovací zkoušek těchto pilot. Obdobné diagramy jsou duševním vlastnictvím výrobců těchto pilot a nejsou většinou publikovány. Český výrobce uvádí např., že v hrubozrnných zeminách lze v případě pilot Franki počítat s rozšířením její paty (v rov. 111) až o 75 %. V Německu se počítá průměr piloty Franki v patě d b v závislosti na objemu spotřebovaného betonu V při vyrážení zátky dle empirického vztahu: d b = (6.V/(.h)) 1/2 (113) 6 MIKROPILOTY Mikropiloty jsou prvky hlubinného zakládání staveb, vyznačující se svou mimořádnou štíhlostí a úspornými nároky na prostor při provádění. Ostatně vyvinuty byly právě pro účely podchycování a zesilování základů stávajících staveb v mimořádně stísněných podmínkách a postupně se jejich používání rozšířilo i na novostavby v takových podmínkách, kdy s ohledem na pracovní prostor nelze jiné metody využít. Vhodné jsou i tam, kde např. vrtané piloty nelze provádět z titulu špatně vrtatelné základové půdy. Návrh mikropilot se řídí základními ustanoveními Eurokódu 7, je tedy podřízen koncepci mezních stavů. Provádění, dohled nad prováděním, monitoring a kontrola výroby mikropilot se řídí ustanoveními evropské normy ČSN EN 14199: Provádění speciálních geotechnických prací Mikropiloty, přičemž tato novelizovaná norma (2015) platí pouze pro mikropiloty vrtané, vnějšího průměru do 300 mm.

55 Platnost této normy pro mikropiloty ražené s průměrem do 150 mm byla novelou zrušena a veškeré ražené piloty (vč. mikropilot) zahrnuje nyní novelizovaná ČSN EN 12699: Ražené piloty, (2015). Délky mikropilot ani jejich sklony nejsou omezeny. S ohledem na svou štíhlost jsou mikropiloty určeny především pro přenášení osových sil, (tlakových i tahových), ačkoliv nelze vyloučit i jejich zatížení silami příčnými, pro jejichž významnější přenášení však mají malou tuhost a navrhují se tudíž ve skupinách ve formě mikropilotových roštů. Aby byla využita jejich vnitřní únosnost, daná vlastní konstrukcí mikropiloty, jsou upnuty v základové půdě injektáží jejich kořene. Přesto, že ve světě se využívá mnoha typů pilot malých průměrů, které lze z hlediska kritérií výše uvedené normy zařadit mezi mikropiloty, u nás se využívá pouze následujících druhů a to podle způsobu vyztužení: - mikropiloty s trubní výztuží, jež absolutně převládají (více než 90 % všech), - mikropiloty armokošové, jejichž výztuž je složena z podélných prutů betonářské oceli svázaných spirálou, - mikropiloty tyčové, jejiáchž výztuž je tvořena jednou ocelovou tyčí, (např. GEWI prof mm). Vyjmenované mikropiloty lze dále dělit: a) podle způsobu namáhání: - tlakové, - tahové, - namáhané příčnými silami, b) podle způsobu uvedení mikropilot do funkce: - nepředtěžované (volné), kdy deformace potřebné k mobilizaci únosnosti mikropiloty probíhají po jejím spojení s nadzákladovou konstrukcí v plné hodnotě, - předtížené, kdy se mikropilota před spojením se základem předtíží silou odpovídající jejímu následnému zatížení, přičemž konečné sednutí je dáno jejím pružným stlačením, - předpjaté, kdy předtížená mikropilota je spojena s konstrukcí v zatíženém stavu; výsledné deformace jsou pak minimální. Předtížených a předepjatých mikropilot se využívá především pro podchycování, popř jako podpor při stěhování stávajících konstrukcí. Podle obr.43 používáme u mikropilot následující názvy a označení: - hlava mikropiloty je její horní část, která přichází do styku s nadzákladovou konstrukcí; u mikropilot trubních a tyčových bývá typová, tvořená ocelovou deskou s nátrubkem, u mikropilot armokošových je tvořena rozpletenou betonářskou výztuží, - dřík mikropiloty je její neinjektovaná část, kterou se přenáší osové zatížení z hlavy do kořene, - kořen mikropiloty je její spodní část, která je injektáží upnuta do okolní horniny a jejímž prostřednictvím jsou do základové půdy přenášeny osové síly, - pata mikropiloty je podstava mikropiloty v úrovni počvy vrtu, - výztužná trubka je silnostěná trubka tvořící výztuž mikropiloty; v kořenové části je tato trubka perforována injekčními otvory překrytými gumovými manžetami, jež vytvářejí příslušné etáže pro injektáž kořenové části mikropiloty,

56 - armokoš mikropiloty je výztuž sestavená z nosných prutů a rozdělovací výztuže; v jeho ose je osazena PVC, PE manžetová trubka, kterou se provádí injektáž kořene, - výztužná tyč je ocelová tyč většinou s nalisovaným závitem (např. GEWI), na níž je navázána PVC, PE manžetová trubka, popř. injektážní hadičky, - manžetová trubka je (spojovatelná) trubka z PVC nebo PE 32/3,6 mm, opatřená v kořenové části otvory 6 mm překrytými gumovými manžetami, - obturátor dvojitý, necirkulační (viz obr.45), což je zařízení k utěsnění manžetové trubky nad a pod injektovanou etáží a k vlastní injektáži kořene mikropiloty; obturátory jsou mechanické, hydraulické a pneumatické. Obr.44 Schéma mikropiloty a) s trubní výztuží, b) armokošové: 1-hlava mikropiloty, 2-dřík mikropiloty, 3-kořen mikropiloty, 4-pata mikropiloty, 6-výztužná trubka, 7- armokoš, 8-manžetová trubka, 9-gumová manžeta a b Obr.45 a. schéma dvojitého necirkulačního obturátoru, b. schéma injektáže pomocí manžetové trubky: 1-zálivka, 2-manžetová trubka (výztužná trubka mikropiloty), 3- pryžová manžeta, 4-dvojitý obturátor, 5-ventil

57 6.1 Technologický postup výroby mikropilot Technologický postup výroby mikropilot spočívá v následujících operacích: - vrtání maloprofilových vrtů, - příprava výztuže mikropiloty, - zřízení zálivky a osazení výztuže, - injektáž kořene mikropiloty, - úprava hlavy mikropiloty. Mikropiloty jsou relativně velmi drahé prvky hlubinného zakládání staveb, (s ohledem na cenu za jednotku zatížení přenesenou ze stavby do základové půdy) a jejich využití je dáno především potřebou navrhnout je tam, kde jiné prvky nejsou proveditelné, např. z hlediska přístupnosti potřebných mechanizmů. Určité tendence, projevující se např. porušováním uvedeného technologického předpisu, kdy se kořenová část buď neinjektuje, nebo injektuje nedostatečně, nebo využíváním zcela nepřiměřené výztuže, popř. navrhování mikropilot pro zakládání novostaveb v běžných základových půdách bez jakéhokoliv omezení jsou známkou naprostého nepochopení jejich funkce a nebudou v těchto skriptech zmiňovány Maloprofilové vrtání Technologie vrtání maloprofilových vrtů je prakticky shodná pro výrobu mikropilot, kotev, pro klasickou i tryskovou injektáž, proto bude probrána podrobněji. Maloprofilové, (někdy se uvádí též středněprofilové) bezjádrové vrtání, jež se pro tyto prvky používá, se odlišuje významně od vrtání rotačně náběrového, případně drapákového hloubení, jež je typické pro vrtané piloty, popř. pro podzemní stěny. V současné době používané vrtné soupravy jsou plně hydraulické, montované na housenicovém podvozku (obr.46) a mají lafetu, která umožňuje provádět vrty prakticky pod libovolným sklonem s velkou produktivitou, jež je dána jednak dlouhými pasy vrtných trubek, jednak mechanickým zásobníkem vrtných trubek, což práci usnadňuje a zrychluje. Takového vrtné soupravy jsou však rozměrné a vysoké, což v mnoha případech nevyhovuje. Proto existují na druhé straně speciální vrtné soupravy, jež jsou vskutku miniaturní, mohou se pohybovat ve sklepích, projedou otvory širokými 0,80 m a mohou provádět vrty ve stísněných prostorách s pracovní výškou kolem 2,20 m (obr.47). Je samozřejmé, že v takto stísněných podmínkách nelze docílit takové produktivity práce, která by odpovídala nasazení velkých vrtných souprav na staveništích s dostatek prostoru. Maloprofilové vrty pro mikropiloty, kotvy, hřebíky, injektáž a tryskovou injektáž se provádějí většinou jako bezjádrové, neboť požadavek na kontinuální odběr jádra by vedl k významnému snížení rychlosti vrtání a zdražení příslušných prvků. Podle způsobu rozrušování horniny lze maloprofilové bezjádrové vrtání pro výše uvedené účely dělit na: - vrtání rotační - na plnou čelbu (Rotary), - spirálové vrtání, - vrtání nárazové (příklepné), - vrtání kombinované - rotačně příklepné, - rotačně vibrační. Podle způsobu přenosu energie na vrtný nástroj se vrtná technologie dělí na: - vrtání kolonou vrtných trubek,

58 - vrtání lanové. Podle způsobu výnosu rozrušené horniny ze dna vrtu lze vrtání dělit na: - vrtání za sucha, - vrtání výplachové - s přímým proplachem, - s nepřímým proplachem. Podle způsobu zajištění stability stěn vrtů lze maloprofilové vrty dělit na: - nezapažené, - pažené pomocí ocelových pažnic (vesměs spojovatelných), - pažení pomocí suspenze (většinou jílové, nebo jílocementové, která zde navíc plní funkci vyplachování vrtů od vrtné měli, proto ji nazýváme vrtným výplachem). Obr.46 Příklad výkonné plně hydraulické vrtné soupravu pro maloprofilové vrty

59 Obr.47 Příklad miniaturní vrtné soupravy pro maloprofilové vrty přizpůsobené pro práci ve stísněných prostorách Technologie vrtání se volí především s ohledem na konkrétní geotechnické podmínky na staveništi, ve vztahu k dimenzím a druhu geotechnické konstrukce a s ohledem na charakter stavebního objektu. V naší praxi přicházejí tedy v úvahu většinou následující způsoby maloprofilového vrtání: a) rotační vrtání spirálem za sucha, b) rotační vrtání na plnou čelbu s výplachem, c) rotačně příklepové vrtání. Rotační vrtání spirálem za sucha je vhodné pro vrty v jemnozrnných zeminách tuhé až pevné konzistence a ve zvětralých poloskalních horninách, kdy vyvrtaný materiál je vynášen spirálem na povrch. Vrtné soupravy musí disponovat dostatečným kroutícím momentem. Při práci v pevných jílech lze odpor při vrtání a tření snížit přidáním malého množství vody (do 10 l/min) k břitu vrtáku, je však třeba sledovat rychlost postupu vrtání, aby nedošlo k výrazné změně konzistence vrtaných zemin. Průběžné spirálové vrtáky se nastavují v pasech délky většinou 1,5 m. Typické průměry vrtání jsou v tabulce 34. Rotační vrtání na plnou čelbu je jednou ze základních metod provádění maloprofilových vrtů v zeminách a měkkých horninách (do třídy R4). Hlavními používanými nástroji jsou listová a valivá dláta (obr.48). Listová dláta s přibírkovými stupni (2 nebo 3 břitová) jsou vhodná v měkkých horninách, jako v jílovcích, břidlicích, měkkých pískovcích apod. Valivá dláta se používají ve všech typech hornin, je však třeba zvolit vhodný druh dláta a správný režim vrtání. V měkkých horninách se používají dláta zubová (s vysokými zuby), kdy vhodné otáčky nástroje jsou ot/min a přítlak 3,6 10,8 kn/1 cm obvodu nástroje. V horninách R5 R3 jsou vhodná i roubíková dláta (s vysokými roubíky ze slinutých