Monitoring hlubokého zářezu na železniční trati u České Třebové

Transkript

1 Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava Fakulta stavební Studentská vědecká a odborná činnost Akademický rok 2005/2006 na železniční trati u České Třebové Jméno a příjmení studenta : Ročník, obor : 5., Geotechnické a podzemní stavitelství Vedoucí práce : Doc. RNDr. Eva Hrubešová, Ph.D. Katedra : Geotechniky a podzemního stavitelství

2 OBSAH 1. Anotace 2. Obecná charakteristika stavby Úvod Řešení nové trasy Cíl předkládané práce Inženýrsko geologická a hydrogeologická charakteristika oblasti Geologické poměry Geotechnické poměry v trase Charakteristika bobtnavých jílů Navržený způsob stabilizace zářezu Zárubní zdi v km a Tunel v km Pilotová stěna u koleje č. 2 v km Přehled metod geotechnického monitoringu Kritéria varovných stavů 6 7. Matematické modelování Charakteristika SSC modelu Využití simulačních metod modelování Programový modul GLHS Výsledky stochastického modelování Vstupní parametry modelů Vyhodnocení výsledků modelování a jejich srovnání s výsledky geotechnického monitoringu Konvergenční měření v km Deformometrická měření v km Měření pórových napětí v km Extenzometrická měření v km Dynamometrická měření kotevních sil v km Inklinometrická měření v km Shrnutí výsledků 16 PŘÍLOHY č. 1: Porovnání výsledků modelu s monitorovanými konvergencemi č. 2: Přírůstky pórových napětí v km č. 3: Vertikální posuny v km 7.600

3 MONITORING HLUBOKÉHO ZÁŘEZU NA ŽELEZNIČNÍ TRATI U ČESKÉ TŘEBOVÉ Řešitel: Vedoucí práce: VŠB TU Ostrava, Fakulta stavební Doc. RNDr. Eva Hrubešová, Ph.D. VŠB TU Ostrava, Fakulta stavební Anotace Traťový úsek Třebovice Rudoltice, na hranici mezi Čechy a Moravou a evropským rozvodím, je z geotechnického hlediska jedním z nejkomplikovanějších území v České republice. Hlavní potíže v této oblasti plynou z bobtnavých jílů s vysokou plasticitou. Bobtnání těchto jílů způsobilo zničení Třebovického tunelu, nejstaršího tunelu v Čechách postaveného v Modernizace trati v této oblasti byla navržená jako přeložení již existujících drah. Trať je řešena jako hluboký zářez s částečným překrytím dvojkolejné trati. Kvůli zeminám s nejhoršími mechanickými vlastnostmi (vysoce plastické bobtnavé jíly) je geotechnickému monitoringu věnována mimořádná pozornost a celá stavba je sledována neobvyklým množstvím monitorovacích metod a zařízení. Tato práce vyhodnocuje geotechnický monitoring a porovnává jej s modelovanou situací se zohledněním vybraných stochastických parametrů zemin. Annotation Track section Třebovice Rudoltice on the border between Bohemia and Moravia and European watershed is one of the most complicated sections in Czech Republic from the geotechnical point of view. Main difficulties in that area result from expansive clays with high plasticity. Swelling of these clays caused destruction of the Třebovice tunnel, the oldest tunnel in Bohemia, built in Modernisation of railway track in that area was designed by re-alignment of existing tracks. The track was solved as cut-and-cover of double-track. Crossing through the soils with the worst mechanical properties (highly plastic expansive clays) is to geotechnical monitoring paid extreme attention and all constructions are monitored with unusual quantity of monitoring methods and arrangement. This work evaluates the geotechnical monitoring and compares its results with the modelling situation involving the stochastic soil parameters.

4 2. Obecná charakteristika stavby 2.1. Úvod V rámci výstavby železničních koridorů ČD byl na sklonku roku 2005 uveden do provozu úsek trati Česká Třebová Krasíkov. Tento úsek je důležitou spojnicí I. a II. železničního koridoru. Jeho optimalizace umožňuje jezdit vlakům v tomto úseku až 160 km/h. Nejproblematičtější z celého úseku byla výstavba trati mezi Rudolticemi a Třebovicemi v Čechách. O komplikovanosti místa svědčí i fakt, že se úsek s nejstarším železničním tunelem na území tehdejšího Rakousko - Uherska prakticky nedočkal úplného bezproblémového provozu. Hlavní příčinou byly mechanické vlastnosti neogenních, vysoce plastických jílů (CV, CE), které obsahovaly zvláště ve východní části velké množství vody. Masiv vysoce plastických neogenních jílů představuje silně tlačivé prostředí vyžadující nejsilnější tlakové typy výstroje tunelové trouby a zvláštní technologické postupy výstavby tunelu. Další vážnou záležitostí byl fakt, že jíly jsou z velké části bentonitické ve formě čoček, proložené písčitými vrstvami, které dobře vedou vodu. Jíly také nakonec starý tunel doslova rozmačkaly Řešení nové trasy V rámci vedení železničního koridoru touto oblastí je úsek řešen jako přeložení již existujících drah. Bylo zvoleno řešení hlubokého zářezu oboustranně zpevněného milánskými stěnami. Tento zářez je v nejhlubší části, kde nová trasa prochází šikmo nad starým tunelem, zaklenut betonovou deskou a částečně zasypán zeminou. Vzniknul tak v podstatě nový 95 m dlouhý tunel obdélníkového profilu s nadložím 0,6 2,3m. Kromě větší tuhosti se tím má usnadnit průchod pozemních komunikací nad tratí a vzniknul tak i biokoridor umožňující živým organismům přirozenou migraci Třebovickým sedlem. Minimální hloubka nivelety kolejí v prostoru tunelu a kolej č.2 zářezu znamená rovněž minimální zásah do velmi problematických terciérních geologických vrstev, jejichž nepříznivé kolej č.1 účinky na stavbu jsou popsány v následujících kapitolách. Obrázek č.1: Situace stavby 1 Stavba hlubokého zářezu včetně souvisejících stavebních objektů

5 představuje svou konstrukcí kombinaci několika metod speciálního zakládání ve velmi složitých geotechnických podmínkách Cíl předkládané práce Předmětem této práce je sledování a analýza výsledků získaných monitorováním stavby. Dalším cílem je sestavení matematického modelu pro stanovení napěťodeformační a stabilitní situaci v horninovém prostředí a srovnání výsledků modelování s výsledky monitoringu. Na základě vytvořeného matematického modelu pak předpovědět chování stavby v delším časovém horizontu. Zvláštní pozornost bude přitom věnována vertikálním posunům desky dna z důvodu obav před jejími pohyby. Vzhledem k využitému typu modelu (SSC bobtnání, plouživost), který byl vyvinut speciálně pro modelování chování stlačitelných a bobtnavých měkkých zemin, bude cílem této práce také posoudit odezvy matematického modelu na zadávání proměnných základních parametrů SSC modelu. Jedná se o stochastické modelování s využitím simulační metody LHS. Tyto odezvy budou následně statisticky vyhodnoceny. 3. Inženýrsko geologická a hydrogeologická charakteristika oblasti 3.1. Geologické poměry Zeminy jsou tvořeny odshora lokálními navážkami, tvořenými převážně materiálem vytěženým ze starého Třebovického tunelu (jílovité zeminy F8 CH, CV), deluviálními jíly písčitými, s variabilním podílem úlomků hornin (F4 CS), převážně tuhé konzistence a kvartérními písky hlinitými, lokálně zvodnělými (S4 SM). U báze vlastního nového tunelu a v místech předzářezů byly postupně odtěžovány miocénní jíly (F8 CV), tuhé až pevné konzistence, lokálně s organickou příměsí. V jejich nadloží se místy nacházela vrstva hnědé rašeliny. Skalní horniny křídového stáří (pískovce, vápence) byly zastiženy severně trasy, v prostoru pilotové stěny. Ustálená hladina podzemní vody kolísá v závislosti na srážkách. V prostoru pilotové stěny byla podzemní voda naražena při vrtání vrtů pro kotvy i v inklinometrických vrtech jako napjatá zvodeň ve vrstvě deluviálních sutí a hlín s úlomky. Podzemní a srážková voda negativně ovlivňovala výstavbu tunelu a předzářezů a zhoršovala parametry objemově nestálých miocénních jílů v podloží. 2

6 Geotechnické poměry na staveništi je nutno hodnotit jako složité, z důvodu možného ovlivnění stavby podzemní vodou a vzhledem k výskytu objemově nestálých miocénních jílů, uhelných jílů a rašeliny v prostoru vlastního tunelu a v předzářezech Geotechnické poměry v trase Průzkumnými pracemi byly v prostoru zájmové části projektované přeložky ověřeny a pro sestavení modelu použity následující geotechnické typy zemin [2]: navážky deluviální jíly se střední plasticitou deluviální jíly písčité s variabilním podílem úlomků hornin fluviální jíly s organickou příměsí hlinitokamenité sutě písky mírně hlinité, hlinité až jílovité miocénní jíly miocénní písky 3.3. Charakteristika bobtnavých jílů Bobtnavé miocénní jíly představují v zájmovém prostoru nejrizikovější typ zemin. Reprezentují je vysoce plastické jíly (CV, CE), které jsou tuhé až pevné. Tvoří předkvartérní podloží v Třebovickém sedle o velmi vysoké mocnosti [2]. Miocénní jíly jsou proměnlivě písčité a obsahují zejména ve východní části projektované přeložky trati písčité vložky. Západně od evropského rozvodí je svrchní poloha jílů velmi bohatá na organické látky. Často mají zeminy charakter uhelných jílovců, lokálně bylo ověřeno jílovité uhlí. Uhelná hmota je tvořena nevytříděným dřevním a rostlinným detritem s prouhelněním odpovídajícím lignitům. Jedná se o přeplavenou, patrně již v určitém stupni zrašelinovatělou dřevní a měkkou rostlinnou hmotu do marinního prostředí a to jako výnosový sediment. Nejedná se tedy o autochtonní uhelný sediment (tj. sloj), ale allochtonní (přinesenou) uhelnou hmotu, která byla transportem dále více či méně ovlivněna prostředím transportního media a dále prouhelněna do lignitového stadia v místě uložení [3]. Bobtnání vysoce plastických neogenních jílů způsobuje organická hmota rozptýlená uvnitř miocénních jílů. Mineralogické analýzy provedené v rámci průzkumných prací přítomnost minerálů montmorillonitické skupiny neprokázaly. Obsah organických látek je 4-7%, maximální 12%. Maximální hodnota bobtnacího tlaku je 276 kpa (středový je 111 kpa) a roste s hloubkou pod erozní úrovní kvartér-miocén. 3

7 4. Navržený způsob stabilizace zářezu Nově realizovaná trasa je celkově kratší než původní a výrazně kratší jsou i inženýrské konstrukce. Tunel délky 95 m má nadloží mocnosti 0,6 2,3 m, které představuje pouze technicky nezbytné minimum z hlediska křížení s komunikací a potřeby zachování biokoridoru v dané oblasti. Malá hloubka nivelety kolejí znamená rovněž minimální zásah do velmi problematických terciérních geologických vrstev. Popisovaný úsek je rozdělen na tyto stavební objekty: předportálové zářezy se zárubními zdmi (v km 7,505 7,675 a 7,770 7,850) nový tunel (v km 7,675 7,770) pilotová stěna u koleje č. 2 (v km 7,990 8,285) 4.1. Zárubní zdi v km a Stěny zářezu navazující z obou stran na portály tunelu jsou tvořeny stejně jako u nového tunelu podzemními stěnami tl. 800 mm a proměnné hloubky 14,0-19,0 m. Ve spodní části zasahují podzemní stěny do vrstvy miocénních jílů. Délka zářezů je 170 m před třebovickým a 80 m před rudoltickým portálem. Hloubka zářezů dosahuje 4-10 m Podzemní stěny předportálových zářezů byly po dobu výstavby kotveny v jedné úrovni dočasnými předpjatými osmipramencovými kotvami délky m se zaručenou kotevní silou až 880 kn. Dno zářezu je zajištěno železobetonovou deskou o tloušťce 1000 mm. V podloží železobetonové desky bylo provedeno jak plošné, tak hloubkové zlepšení zemin. Plošné zlepšení zemin bylo navrženo recepturou pro zlepšování miocénních jílů (10% lomové výsivky, 10% cementu a 5% vápna). Hloubková stabilizace podloží zahrnovala sloupy tryskové injektáže z vápenocementové injektážní směsi typu SOLETANCHE [1]. Sloupy TI jsou délky , průměru 800 mm v rozteči 3,9x4,0 m. Sloupy TI mají v konstrukci dvě funkce: stabilizační vápenná složka ve směsi působí jako stabilizující prvek snižuje přirozenou vlhkost jílů v okolí. nosnou výztuž pilířů TI vetknutá do spodní nosné želbet. desky zářezu je schopna přenášet tahové síly. Pilíře TI tak působí jako tahové prvky, přenášející část vztlaku prostředí při bobtnání a dekonsolidaci jílů v podloží zářezu. Hloubková stabilizace dále zahrnovala vertikální geodrény hloubky 11,0-12,5 m, které byly situovány mezi řadami sloupů tryskové injektáže. 4

8 4.2. Tunel v km Tunel je vybudován jako hloubený z povrchu terénu. Konstrukci tunelu tvoří vyztužené podzemní stěny (tl. 800 mm) hloubky 24.0 m v celé délce tunelu. Podzemní stěny sloužily částečně jako pažící konstrukce zajišťující těžbu kaloty tunelu. Těžba rýhy pro pažící stěnu probíhala pod ochranou pažící suspenze. Strop tunelu tvoří železobetonová stropní deska (tl mm) umístěná na podzemních stěnách. Pod kolejovým ložem se nachází železobetonová deska dna tunelu (tl mm). Nová konstrukce se křížením dostává do přímé kolize s původním ostěním starého tunelu spodní hrana desky dna nového tunelu se nachází 2,75 m od líce vrcholu klenby starého tunelu. V místě křížení se stávajícím třebovickým tunelem byly podzemní stěny nahrazeny převrtávanými pilotovými stěnami z pilot průměru 1200 mm, délky 24.0 m a s osovou vzdáleností 0,8 m. Část starého Třebovického tunelu, která byla dotčena výstavbou, byla zajištěna. Bylo provedeno odvodnění a prostor vyplněn popílkocementovou suspenzí. V podloží železobetonové desky bylo navrženo jak plošné, tak hloubkové zlepšení zemin stejným způsobem jako je popsáno v kapitole Pilotová stěna u koleje č. 2 v km V úseku km je zářez zajištěn oboustrannou pilotovou stěnou. Piloty mají délku m, průměr 900 mm s osovou vzdálenost m. Kotvy délky 18.0 m byly provedeny v jedné řadě pouze u zdi vlevo trati. Stěny jsou ve dně rozepřeny deskou stejného provedení jako v předportálových zářezech; stejný je i způsob zlepšení podloží. V úseku km (hloubka zářezu m) se nachází zárubní zeď pouze vlevo trati. Úsek zasahuje do geologického zlomu, jeho levá strana je zajištěna kotvenou pilotovou stěnou, která je odsunuta od osy přilehlé koleje o 7,7 m. Vzniklý prostor vyplňuje přitěžovací lavice. Její svah je opevněn svahovkami Big Löffel se sklonem líce 60. Pravá, nižší strana zářezu je zajištěna svazovkami po celé výšce. 5. Přehled metod geotechnického monitoringu Ve stavebních konstrukcích a zastiženém horninovém prostředí jsou prováděna následující měření: 5

9 Konvergenční měření: Na vybraných profilech bylo instalováno 72 konvergenčních bodů. Deformometrická měření: Celkem je na všech objektech osazeno 150 tyčových a strunových tenzometrů. Měření pórového napětí: Pórové napětí je sledováno 18 snímači pórového napětí Inklinometrická měření: Bylo odvrtáno a v současnosti je sledováno 16 inklinometrických vrtů. Extenzometrická měření: Pod deskou dna je v trase instalováno 5 dvojitých extenzometrů. Dynamometrická měření kotevních sil: Na 18 kotvách byly před jejich předepnutím instalovány dynamometry. 6. Kritéria varovných stavů Varovný stav v napěťodeformačním chování ostění tunelu, resp. podzemních stěn, a okolního horninového masívu je taková změna v jejich dosavadním chování, která musí vést k přijetí určitých opatření. Tato opatření byla určena pro udržení napěťodeformačního chování systému horninový masiv - podzemní konstrukce v projektem předpokládaných mezích. Jsou povahy organizační, technické, technologické a bezpečnostní. Kritéria varovných stavů se odvíjí od hodnot stanovených statickým výpočtem pro vybrané veličiny a měřená místa a vycházela z výsledků statického výpočtu, který provedl projektant. Statickým výpočtem byly posouzeny příčné řezy v rozhodujících profilech. Pro každý typ samostatně sledované konstrukce byly podle povahy jejího spolupůsobení s horninovým masivem vybrány hlavní veličiny (konvergence, inklinometrická měření, extenzometrická měření, napětí v kotvách) pro určení kriterií dosažení příslušné úrovně varovného stavu. Ostatní měřené veličiny byly používány pro komplexní posuzování zda bylo či nebylo dosaženo kriteria varovného stavu, pro vysvětlení fyzikálních příčin probíhajících fyzikálních procesů a pro spolehlivější stanovení prognózy dalšího deformačního vývoje sledované konstrukce. 6

10 Procentuální podíl hodnoty A definované ve statickém výpočtu pro veličiny zvolené jako kritéria pro hodnocení dosažení různých úrovní varovných stavů byl odlišný pro jednotlivé typy měření a jednotlivé typy sledovaných konstrukcí. 7. Matematické modelování Míra exaktnosti a výstižnosti matematického modelu závisí vždy na přesnosti zadávání řady hodnot, jimiž jsou jednak základní geometrické parametry modelu, ale zejména materiálové parametry horninového prostřední a konstrukčních prvků. Stává se totiž, že jsou právě tyto parametry, na rozdíl od rozměrů modelovaných částí a prvků, ne zcela známy a při vytváření modelu jej může řešitel zatížit výpočetní chybou. Přesnost zadávaných materiálových charakteristik jednotlivých konstrukcí může být také zcela odlišná od reálné situace a to např. v důsledku špatně provedených stavebních prací zejména v místech jejich těžce přístupné kontroly. Co se týče horninového prostředí, podobná situace může nastat v důsledku např. nedostatečných, nevhodně umístěných či zcela špatně provedených zkoušek vlastností horninového prostředí. V oblasti geotechnických úloh je vzhledem ke komplikovanosti horninového prostředí, jeho proměnlivosti prostorové i časové a vzhledem k možnostem subjektivních i objektivních chyb a nepřesnosti při vyhodnocování zkoušek, dominantnější variabilita samotného horninového prostředí [4]. Z tohoto hlediska lze považovat charakteristiky vstupující do matematických modelů za náhodné veličiny, jejichž stochastický charakter je popsán určitým typem rozdělení pravděpodobnosti. V této práci je stochastického modelování využito pro stanovení odezvy modelu na zadávání stochastických parametrů SSC modelu. Pro matematický model jsem si vybral úsek zářezu zajištěný oboustrannou zárubní zdí v km Na modelu jsem pomocí stochastické simulační metody vyhodnotil odezvu modelu na stochastické proměnné SSC parametry v programu Plaxis a porovnal výsledky monitoringu s výsledky matematického modelu. Modelování jsem provedl v programovým systémem Plaxis Charakteristika SSC modelu Jedná se o výpočetní model v programu PLAXIS, který byl vyvinut pro modelování stlačitelných a bobtnavých zemin. Ve výpočtu byl model SSC použit při modelování chování deluviálních hlín, deluviálních písčitých jílů a miocénních jílů. Do výpočtu vstupuje jednak koeficient překonsolidace OCR a výše zmíněné parametry SSC modelu, jimiž jsou: 7

11 - modifikovaný index stlačení... λ* - modifikovaný index bobtnání... κ - modifikovaný creepový index... µ Tyto indexy se zjišťují pomocí oedometrické zkoušky provedené ve speciálním režimu nebo z výsledků triaxiální izotropní neodvodněné zkoušky. Toto měření je však velmi náročné na čas (parametr µ* lze získat měřením objemového přetvoření během dlouhé doby a vynesením hodnot oproti logaritmu času) a tak i přes vyčerpávající rozsah geotechnického průzkumu stavby nebylo provedeno. Fakt časové náročnosti zkoušek je v manuálu PLAXISu ošetřen následujícím doporučením pro stanovení uvedených hodnot SSC modelu: [ ] * * I % * p, λ 15;25 a λ λ = 5; 10 * * 500 µ κ Z těchto vztahů jsem také vycházel a výchozím parametrem pro stanovení modifikovaných indexů SSC modelu byl tedy index plasticity, jehož hodnoty mi byly z [4] známé. Abych zjistil, jak se bude model chovat při zadávání různých indexů µ*, κ z daného intervalu, využil jsem stochastické simulační metody modelování Využití simulačních metod modelování Simulační metody jsou obecně založeny na generaci náhodných hodnot vstupních parametrů modelu dle generačních pravidel specifických pro daný typ simulační metody, následné realizaci série opakovaných parametrických výpočtů a statistickém vyhodnocení takto získaných souborů výsledků. Obecně lze postup stochastických simulačních metod modelování definovat posloupností následujících činností [4]: generace vstupních dat modelu na základě znalosti distribučních funkcí vstupních náhodných veličin opakované parametrické výpočty pro stanovení odezvy modelu statistické vyhodnocení souboru náhodných hodnot odezvy modelu Programový modul GLHS Pro generaci vstupních dat stochastických výpočtů metodou LHS byl vytvořen na katedře geotechniky a podzemního stavitelství FAST programový modul GLHS. Je 8

12 vyvinut pro složitější generace hodnot vstupních parametrů, kde již není možné získaní náhodných hodnot pouze na základě přímého využití generátorů náhodných čísel. Generovanými hodnotami byly parametry SSC modelu µ*a κ* v intervalech uvedených v tabulce č deluviální hlíny deluviální písčité jíly miocénní jíly dolní mez horní mez dolní mez horní mez dolní mez horní mez µ [-] 0, , , , , ,00747 κ [-] 0, , , , , ,01120 Tabulka č. 1.: Meze výskytu stochastických SSC parametrů zemin parametr SSC modelu stř.hodnota 5% kvantil 95% kvantil µ 1 0,0019 0,0016 0,0022 µ 2 0,0015 0,0013 0,0017 µ 3 0,006 0,0051 0,0068 κ 1 0,0054 0,0044 0,0064 κ 2 0,0042 0,0034 0,005 κ 3 0,0168 0,0137 0,0199 Tabulka č. 2.: Vyhodnocení generovaných hodnot parametrů SSC modelu Výsledky vygenerovaných hodnot parametrů SSC modelu jsem pro přehlednost statisticky vyhodnotil a uvedl v tabulce č. 2 Po generaci 20-ti hodnot parametrů SSC modelu jsem realizoval 20 opakovaných parametrických výpočtů pro stanovení odezvy modelu v programu PLAXIS 7.2. Jako základní měřítko pro srovnání hodnot vypočtených modelem s hodnotami měřenými jsem zvolil horizontální posuny (U x ) v koruně levé zárubní zdi v km Hodnoty konvergencí jsem sledoval ve 13-ti různých fázích výstavby. Vypočtené hodnoty jsou zaznamenány v tabulce, která je uvedena v příloze č. 1. Ve spodní část tabulky jsou hodnoty po statistickém vyhodnocení programovým systémem UNISTAT (střední hodnota, 5% a 95%-ní kvantil) a pro srovnání jsou zde uvedeny také skutečné naměřené hodnoty konvergencí. Z tabulky vychází graf na obrázku č. 2. Grafickou součástí statistického vyhodnocení hodnot odezvy modelu byly také histogramy četnosti. 9

13 7.3. Výsledky stochastického modelování Z grafu na obrázku č. 2 je patrné, že odezva modelu na zadávání generovaných hodnot parametrů µ*, κ* v příslušných intervalech má kvantitativní charakter, v porovnání se sledovanými horizontálními posuny v koruně levé zárubní zdi. Z křivek odpovídajících 5% a 95% kvantilu je také vidět, v jakých mezích se budou hodnoty sledovaných posunů s 90% pravděpodobností pohybovat. U x [m] 0,040 0,035 0,030 0,025 0,020 0,015 0,010 0,005 měřený posun střední hodnota 5% kvantil 95% kvantil 0, datum Obrázek č. 2: Statistické vyhodnocení horizontálních posunů v koruně levé zárubní zdi, km Vstupní parametry modelů Volba parametrů byla provedena s ohledem na co nejpravděpodobnější hodnoty in situ, tak aby se dalo realisticky reprodukovat naměřené chování. Oproti běžným návrhovým parametrům, které se snaží vystihnout nejnepříznivější stav, v nich proto není zahrnuta jakákoliv bezpečnost ani konzervativní přístup. Co se týče parametrů SSC modelu, jelikož z výsledků opakovaných parametrických výpočtů nelze jednoznačně říci, která kombinace SSC parametrů je v porovnání se skutečným měřením nejpřesnější, pro další modelování jsem počítal s hodnotami z generace č. 2 (GLHS). Výpočtové kroky byly do všech modelů zavedeny 10

14 s ohledem na skutečný průběh prováděných prací. Geometrie modelu a rozměry jednotlivých konstrukcí jsou převzaty z [1]. Ve vyšetřovaném profilu km byl zaveden bobtnací tlak zespodu desky dna o velikosti jeho střední hodnoty 111 kpa, vycházející ze zprávy [2]. 8. Vyhodnocení výsledků modelování a jejich srovnání s výsledky geotechnického monitoringu 8.1. Konvergenční měření v km Po odtěžení zářezu mezi podzemními stěnami v došlo u konvergenčního bodu v horní části podzemní stěny vlevo k nárůstu posunů na 17 mm (deformace potom rostla až na 20 mm). Posuny naměřené na bodu vpravo dosahovaly maximálně 10 mm. Po aktivaci kotev se deformace na konvergenčních bodech nahoře snížily na hodnoty 13 mm vlevo a 5 mm vpravo. Hodnoty deformací potom kolísaly a dosáhly maximálně 20 mm vlevo a 10 mm vpravo. Po odstranění dočasných kotev vzrostly posuny vlevo z 21 mm na 27 mm a vpravo z 6,9 na 13,7 mm. K datu zatím posledního měření ( ) jsou hodnoty horizontálních posunů v koruně stěny 31 mm vlevo a 19,5 mm vpravo. V průběhu stavby dosáhly příčné posuny maximálních hodnot u bodu vlevo nahoře 27 mm, vpravo nahoře 14 mm. Tyto hodnoty jsou více než 3x nižší než projektem určené hodnoty deformací (hodnoty A), které byly vypočteny na 110,95 mm při deaktivaci kotev. Maximální deformace u paty zářezu dosahovaly 8 mm (vlevo dole), což je 9x nižší než projektem definovaná kritická hodnota A (73,14 mm). Celkový maximální posun v koruně stěny byl projektantem vypočten v tomto staničení na 114,3 mm (jeden rok po betonáži desky dna). V současné době, po uplynutí 1 roku, dosáhly kumulativní hodnoty příčných posunů 27% hodnoty iniciačního varovného stavu a odpovídají stavu vysoké míry bezpečnosti. Fáze výstavby Naměřená hodnota (mm) Vypočtená hodnota (mm) Levá stěna Pravá stěna Levá stěna Pravá stěna Před odebráním kotev 21,0 6,9 20,8 17,1 Po odebrání kotev (14 dní) 27,0 12,2 26,9 22,1 Rok po desce dna 31,0 19,5 32,1 28,3 Tabulka č. 3: Vodorovné posuny v koruně podzemních stěn, km

15 Hodnoty vodorovných posunů v km zjištěných během monitoringu vykazují mnohem větší posuny levé podzemní stěny zářezu než stěny pravé. Přestože hodnoty horizontálních posunů levé zárubní zdi mezi modelem a skutečným stavem se téměř neliší, pravá stěna vykazuje větší posuny na modelu než ve skutečnosti. V tabulce č. 3 je tato skutečnost zachycena ve fázi před odebráním kotev, po jejich odebrání a po jednom roce od aktivace desky dna Horizontal displacements A) Před likvidací kotev Extreme horizontal displacement 20,77*10-3 m Max. vodorovný posun = 20,8 mm Obrázek č.3: Horizontální posuny konstrukcí, km B) Po likvidaci kotev Horizontal displacements Extreme horizontal displacement 32,14*10-3 m Max. vodorovný posun = 26,9mm Grafické výstupy z modelování horizontálních posunů konstrukcí, tedy především zárubních zdí, jsou uvedeny na obrázku č. 3. Výstupy jsem vybral pro fáze před a po odebrání dočasných kotev, kde jsou dobře vidět reakce konstrukcí a okolního zeminového prostředí na deaktivaci kotev. Zřetelně jsou tyto reakce také vidět na průběhu ohybových momentů v konstrukcích, uvedených na obrázku č. 4. Vzhledem k vyšším naměřeným posunům levé stěny je pravděpodobné, že vrstva rašeliny zastižená vpravo zářezu vrtem VI-4 nedosahuje až k podzemní stěně. Obě stěny by se pak nacházely v podobných geotechnických poměrech a větší posuny levé stěny by způsoboval přehradní efekt podzemních stěn na průběh hladiny podzemní vody. Hodnoty vyšších posunů pravé zárubní zdi vypočtené modelem jsou na straně bezpečnosti Deformometrická měření v km Tenzometry v desce dna byly osazeny před její betonáží. Po jejich instalaci došlo k nárůstu napětí do 10 MPa. Tento nárůst byl způsoben aktivováním desky dna. Poté měřená napětí v desce dna vykazovala konstantní hodnoty. 12

16 Hodnoty z posledních několika měření napětí stagnují a pohybují se do 10 MPa. Všech 6 tenzometrů ovšem měří hodnoty v kladném smyslu, tedy všechny vykazují tahová napětí. A to nezávisle na svém umístění, zda měří napětí při spodním či horním okraji desky. Domnívám se, že problematika deformometrických měření vyžaduje samostatnou a podrobnější studii, než jakou je tato práce schopna pojmout. Po konzultaci s odborníkem RNDr. Františkem Krestou, který se deformometrickými měřeními podrobněji zabýval, jsme toho názoru, že výsledky jsou přinejmenším zajímavé, bohužel však téměř neinterpretovatelné. V průběhu hloubení podzemních stěn byly k výztuži při vnitřním a vnějším líci podzemních stěn instalovány tenzometry. Maximální měřená hodnota kumulativní změny napětí byla nižší než 20 MPa. Hodnoty z posledních měření ( ) vykazují maximálně -25 MPa a jsou zhruba 12x nižší než hodnota mezní napjatosti v železobetonových konstrukcích. Pro srovnání napětí v konstrukcích modelu jsem použil vztah N M σ 1,2 = ± A W Výsledky se s měřenými hodnotami v prvních dvou měsících od zahájení měření téměř shodovaly. Z nejasné příčiny však měřené hodnoty v následujících měřeních měly stejný charakter (buď tlak či tah) přestože se jedná o tenzometry umístěné při opačných površích zárubních zdí. Příklad průběhu ohybových momentů, ze kterého jsem při výpočtu napětí vycházel je na obrázku obrázku č. 4. A) Před likvidací kotev Bending moment Extreme bending 460,31 knm/m Max. ohyb. moment = 460,3 knm/m Bending moment Extreme bending moment 518,00 knm/m B) Po likvidaci kotev Max. ohyb. moment = 518,0 knm/m Obrázek č.4: Ohybové momenty v konstrukcích, km Domnívám se, že měření tenzometry (alespoň v případě sledované stavby) má význam ve smyslu sledování změn napětí od předchozích měření (relativní změny 13

17 napětí), než ve sledování kumulativního napětí. V každém případě nemají deformometrická měření prioritní význam, jako měření konvergenční, inklinometrická, extenzometrická a měření hodnot pórových napětí Měření pórových napětí v km Hodnoty pórových napětí v obou snímačích po instalaci poklesly. V případě MPT5 došlo k poklesu hodnoty pórového tlaku z 35 kpa na 28 kpa, u MPT6 ze 40 kpa na 28 kpa. Zatím poslední měření pórových napětí zaznamenala hodnoty 14 kpa (MPT5) a 22 kpa (MPT6). Pórové tlaky jsou dlouhodobě stagnující a vzhledem k nedávnému množství tajícího sněhu a potažmo saturaci rizikových zemin na bezpečné úrovni. Zvýšené počáteční hodnoty pórových tlaků mohly být způsobeny přetlakem u čidla po jeho obsypání při instalaci. Vzhledem ke skutečnosti, že žádné měření nevykazovalo výrazné zvýšení hodnot pórových tlaků, lze usoudit, že ve sledovaném období nedošlo k bobtnání miocénních jílů. V příloze č. 2 jsou uvedeny výstupy z modelování stavů bezprostředně po betonáži desky dna (obrázek A) a 10 let po její betonáži (obrázek B). Na obou grafických výstupech je zřetelná oblast pórových podtlaků pod deskou dna. Stejný jev nastal při modelování situace v profilu km 7.800, který provedl Prof. Dr.-Ing. habil. Ivo Herle z geotechnického institutu Technické univerzity v Drážďanech [6]. Je to způsobeno nepropustnými podzemními stěnami a deskou, která v modelu znemožňuje reálné chování. Pro realistické modelování by bylo zapotřebí zavést drenáže do desky (případně uvažovat desku jako propustnou). Použitá verze programu PLAXIS (7.2) toto bohužel neumožňuje. Nicméně měřené hodnoty ukazují, že ve sledovaném období nedošlo k bobtnání miocénních jílů a zeminové prostředí pod deskou dna je v klidu. V době po 10 letech od aktivace desky dna byly modelem vypočteny hodnoty pórových tlaků 43 kpa (MPT5) a 48 kpa (MPT6) Extenzometrická měření v km Extenzometry E1-1 v hloubce 2,0 m a E1-2 v hloubce 4,0 m byly pod desku dna osazeny před její betonáží. Oproti datu instalace nevykazují žádné významné změny. Poměrný posun v extenzometrech E2-1 a E2-2 dosahuje maximálně 2,1 mm po 1 roce od betonáže desky. Vzhledem k tomu, že extenzometry po skončení stavby nevykazují žádné vertikální posuny a korelují s měřeními pórových napětí po deskou dna, domnívám se, 14

18 že v podloží desky dna nedochází k objemovým změnám zemin. Toto tvrzení je podepřeno výsledky z modelování. Co se týče přímého měření posunů desky dna, v současnosti jej není možné provádět. Pro její sledování je nutné spolehnout se na výsledky tenzometrických měření, extenzometrických měření a měření pórových tlaků. Důležité je bezpochyby také kontrolování nivelety kolejí. Přestože byl v modelu zaveden bobtnací tlak zespodu desky dna o hodnotě 111 kpa, nedošlo k jejímu zvednutí. Největší vertikální posuny zeminového prostředí proběhly již před její betonáží. Hodnoty vertikálních posunů desky se pohybují kolem 0 mm po 1 roce od její aktivace (viz. příloha č. 3, obrázek A), po 10 letech model vykazuje sednutí desky o 2,1 mm (příloha č. 3, obrázek B). Domnívám se, že na sedání desky má vliv zejména její vlastní tíha. Značnou měrou k omezení bobtnání přispělo zavedení vertikálních drénů a také vyztužených sloupů tryskové injektáže. Ty působí jako piloty vetknuté v desce dna na jedné straně a vlivem plášťového tření působí jako tahový prvek přenášející část vztlaku prostředí při bobtnání a dekonsolidaci jílů v podloží zářezu Dynamometrická měření kotevních sil v km Hodnoty kotevních sil měřených v dočasných kotvách K31 a K132 v průběhu stavby až do jejich likvidace se neliší od hodnot vypočtených. Průběhy měření mají konstantní charakter. Stálé hodnoty kotevních sil po jejich aktivaci dokumentují jejich účinnost v průběhu stavby Inklinometrická měření v km Inklinometrické vrty VI-03 (vlevo staničení) a VI-04 (vpravo staničení) byly odvrtány po odtěžení zářezu mezi podzemními stěnami. Od povrchu terénu do hloubky 14 m dochází k náklonu osy vrtu VI-03 jihovýchodním směrem (do zářezu). Celková velikost vodorovného posunu v důsledku náklonu činí k zatím poslednímu datu měření 9 mm a její rychlost se zpomaluje. K anomáliím dochází pouze ve vrstvě do hloubky 1,5 m přímo v oblasti zhlaví. V této hloubce ovšem nelze měřené deformace považovat za svahové pohyby. Inklinometr VI-04 nezaznamenal v měřeném období žádné významné deformace. Při měření v říjnu 2005 byl zjištěn mírný náklon osy vrtu směrem k západu, který se projevoval v horní části vrtu do hloubky 9 m. Celková velikost vodorovné deformace v důsledku náklonu dosud činí 5 mm. Lze tedy konstatovat, že ve sledovaném profilu ke svahovým pohybům nedochází. 15

19 9. Shrnutí výsledků Hlavním cílem této práce bylo vyhodnotit výsledky získané monitorováním stavby a jejich srovnání s výsledky modelování. Na vlastní stavbě se jako největší problém jeví chování nestabilních miocénních jílů. Vzhledem k této skutečnosti byla přijata řada opatření, která mají zamezit jejich nežádoucím vlivům na stavební konstrukce. Tato opatření jsou podle výsledků geotechnického monitoringu účinná. Obavy před zvedáním desky dna se nakonec nepotvrzují a realizovaný způsob jejího zabezpečení je evidentně efektivní. Svou zásluhu na tom nese především hmotnost desky samotné a další stabilizační opatření (povrchová a hloubková stabilizace, vyztužené sloupy tryskové injektáže). Téměř všechny metody monitoringu jsou spolu v souladu a jejich hodnoty mezi sebou korespondují. Jediným problémem se zdají být výsledky deformometrických měření, jejichž vypovídající schopnost v případě této stavby není taková jako u ostatních metod geotechnického monitoringu. Význam deformometrických měření samotných ovšem nelze v žádném případě zpochybnit. Modelové situace potvrdily průběh sledovaných veličin monitoringu s ohledem na časovou návaznost stavebních prací a do současné doby, 1 roku po ukončení stavebních prací, se s nimi shodují. Posuny vypočtené matematickými modely potvrdily ve většině případů hodnoty skutečně měřených posunů. Rozdíly chování matematického modelu od skutečně naměřených hodnot v některých případech je třeba spatřovat v idealizaci a homogenizaci geologického prostředí, které je ve skutečnosti pravděpodobně výrazně rozmanitější. Dvourozměrný matematický model také není schopen pojmout vliv změn konstrukce a geologie ve třetím rozměru. Ačkoliv byl ve vyšetřovaných profilech zaveden bobtnací tlak na spodní plochu desky dna, k jejím posunům vlivem těchto tlaků nedošlo. Naopak model vykazuje sednutí desky dna o 2,1 mm v profilu za dobu 10 let. Příčiny vysokých hodnot pórových podtlaků vypočtených modelem, které ve skutečnosti nebyly naměřeny, je třeba spatřovat v nepropustnosti podzemních stěn a desky dna. Na výsledcích stochastického modelování je dokumentováno, jaké jsou možné hodnoty odezvy modelu (v tomto případě hodnoty horizontálních posunů zárubní zdi) při zadávání stochastických proměnných parametrů SSC modelu. Tím tato práce podtrhuje význam stochastického modelování pro zachování objektivity modelu při neurčitosti horninového prostředí. 16

20 SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY [1] LACINA, J.: Optimalizace traťového úseku Krasíkov - Č. Třebová, Technická zpráva, projekt stavby, prosinec 2003 [2] KRESTA F.: ČD, DDC Optimalizace trati Krasíkov Česká Třebová. Změna trasy v úseku Rudoltice Třebovice. Doplňkový geotechnický průzkum v km MS Stavební geologie Geotechnika a.s., 2003 [3] MARTINEC, P.: Mineralogická analýza miocénních jílů s vysokým obsahem organické hmoty v zářezu železniční trati ČD v oblasti Třebovice Rudoltice, Ústav geoniky AVČR, Ostrava 2005 [4] HRUBEŠOVÁ, E.: Některé možnosti stochastického modelování úloh z oblasti geotechnického a podzemního stavitelství. Habilitační práce, Ostrava: VŠB TU, 2006 [5] KRESTA, F.: Re-alignment of railway track Třebovice Rudoltice (Czech republic), tunnel or open cut, analysis of geotechnical hazards.- Railway Engineering 2003, London [6] HERLE, I.: Odborný posudek. Trasa ČD v úseku Třebovice Rudoltice. Numerický výpočet deformací zárubních zdí v km MS Institut für Geotechnik Technische Universität Dresden, 2005

21 VÝSLEDKY VYHODNOCENÍ HORIZONTÁLNÍCH POSUNŮ [m] PROGRAMEM PLAXIS č. generace ,0017 0,0150 0,0158 0,0133 0,0125 0,0149 0,0133 0,0158 0,0175 0,0225 0,0233 0,0250 0, ,0020 0,0179 0,0190 0,0160 0,0150 0,0178 0,0159 0,0189 0,0208 0,0269 0,0279 0,0299 0, ,0019 0,0169 0,0179 0,0151 0,0141 0,0169 0,0150 0,0179 0,0198 0,0254 0,0264 0,0283 0, ,0019 0,0168 0,0177 0,0149 0,0140 0,0167 0,0149 0,0177 0,0196 0,0252 0,0261 0,0280 0, ,0023 0,0209 0,0221 0,0186 0,0174 0,0208 0,0185 0,0220 0,0244 0,0313 0,0325 0,0348 0, ,0023 0,0207 0,0219 0,0184 0,0173 0,0206 0,0184 0,0218 0,0242 0,0311 0,0322 0,0345 0, ,0020 0,0180 0,0191 0,0161 0,0150 0,0180 0,0160 0,0191 0,0211 0,0271 0,0281 0,0301 0, ,0019 0,0168 0,0177 0,0149 0,0140 0,0167 0,0149 0,0177 0,0196 0,0252 0,0261 0,0280 0, ,0018 0,0158 0,0167 0,0141 0,0132 0,0157 0,0140 0,0167 0,0184 0,0237 0,0246 0,0263 0, ,0021 0,0189 0,0200 0,0168 0,0158 0,0188 0,0168 0,0200 0,0221 0,0284 0,0294 0,0315 0, ,0020 0,0180 0,0190 0,0160 0,0150 0,0179 0,0160 0,0190 0,0210 0,0270 0,0280 0,0300 0, ,0020 0,0181 0,0192 0,0161 0,0151 0,0180 0,0161 0,0191 0,0212 0,0272 0,0282 0,0302 0, ,0021 0,0189 0,0199 0,0168 0,0157 0,0188 0,0167 0,0199 0,0220 0,0283 0,0294 0,0315 0, ,0022 0,0199 0,0210 0,0177 0,0166 0,0198 0,0177 0,0210 0,0232 0,0299 0,0310 0,0332 0, ,0022 0,0200 0,0211 0,0178 0,0167 0,0199 0,0178 0,0211 0,0234 0,0300 0,0312 0,0334 0, ,0021 0,0189 0,0199 0,0168 0,0157 0,0188 0,0168 0,0199 0,0220 0,0283 0,0294 0,0315 0, ,0021 0,0190 0,0200 0,0169 0,0158 0,0188 0,0168 0,0200 0,0221 0,0284 0,0295 0,0316 0, ,0022 0,0199 0,0211 0,0177 0,0166 0,0198 0,0177 0,0211 0,0233 0,0299 0,0310 0,0333 0, ,0023 0,0209 0,0221 0,0186 0,0174 0,0208 0,0185 0,0220 0,0244 0,0313 0,0325 0,0348 0, ,0024 0,0217 0,0229 0,0193 0,0181 0,0216 0,0193 0,0229 0,0253 0,0326 0,0338 0,0362 0,0374 měřeno 0, , , , , , , , , , , , ,03000 stř. hodnota 0,0021 0,0187 0,0197 0,0166 0,0156 0,0186 0,0166 0,0197 0,0218 0,028 0,029 0,0311 0,0321 5% kvantil 0,0018 0,0154 0,0163 0,0137 0,0129 0,0153 0,0137 0,0163 0,018 0,0231 0,024 0,0257 0, % kvantil 0,0024 0,0213 0,0225 0,019 0,0178 0,0212 0,0189 0,0225 0,0249 0,032 0,0332 0,0355 0,0367 PŘÍLOHA MS EXCEL 1 Szombathy David Porovnání výsledků modelu s monitorovanými konvergencemi Duben 2006

22 A) 3 dny po aktivaci desky dna kn/m Vypočtená napětí v místě MPT MPT 5 = 75 kpa MPT 6 = 98 kpa Excess pore pressures 2 Extreme excess pore pressure 120,61 kn/m (pressure = negative) B) 10 let od aktivace desky dna 2 kn/m Vypočtená napětí v místě MPT MPT 5 = 43 kpa MPT 6 = 48 kpa Excess pore pressures 2 Extreme excess pore pressure 84,89 kn/m (pressure = negative) PŘÍLOHA 2 PLAXIS 7.2 Přírůstky pórových napětí km Monitoring - Třebovice Duben 2006

23 A) 1 rok od aktivace desky dna -3 *10 m Vertikální posun desky dna ~ 0 mm Vertical displacements -3 Extreme vertical displacement -11,43*10 m B) 10 let od aktivace desky dna -3 *10 m Vertikální posun desky dna = -2,1 mm Vertical displacements -3 Extreme vertical displacement -30,37*10 m PŘÍLOHA 3 PLAXIS 7.2 Vertikální posuny, km Monitoring - Třebovice Duben