Sedání
Konsolidace zemin Stlačení vrstev zeminy je způsobené změnou napětí v zemině např. vnesením vnějšího zatížení do zeminy vytěsnění vody z pórů přemístění zrn zeminy deformace zrn zeminy Zakládání staveb Brno 2006
Typy sedání okamžité sedání (počáteční) pouze smyková přetvoření, jen změna tvaru zeminy primární sedání (konsolidační) přemístěním a stlačením zrn zeminy se vytěsní voda z pórů sekundární sedání (creepové) dotvarovává se skelet zeminy za konstantního efektivního napětí Zakládán staveb Brno 2006
Sedání Celková svislá deformace (např. povrchu) vzniklá vnějším přitížením se nazývá sedání
Transcona, Kanada, obilné silo 30 m Před naplněním sila Po naplnění Tuhý jíl Měkký jíl Vápenec
Šikmá věž Pisa
Rovnoměrné sedání může být nepříjemné změna povrchu terénu Nerovnoměrné sedání vyvolá napětí v konstrukci zapříčiní naklonění otázka provozuschopnosti P R A S K L I N A
KONEČNÉ SEDÁNÍ s = s + s + s i c s s konečné (celkové) sedání s i okamžité sedání s c konsolidační (primární sedání) s s sekundární sedání
OKAMŽITÉ SEDÁNÍ Způsobeno smykovým přetvořením nedochází ke změně objemu zeminy mění se tvar objemu zeminy Zemina % s i z konečného sedání Písek 70 90 % Tuhý jíl 40 60 % Měkký jíl 10 25 %
KONSOLIDAČNÍ SEDÁNÍ Způsobeno normálovým a smykovým přetvořením dochází ke změně objemu zeminy přemisťování a stlačování zrn časově závislé (u nesoudržných propustných zemin rychlé) zatížení v rovnováze s odporem na kontaktu zrn voda se vytlačuje do míst menšího tlaku (vymizení pórového tlaku) zemina konsoliduje
SEKUNDÁRNÍ SEDÁNÍ Způsobeno reologickým přetvářením pevné fáze významné u kašovitých a plastických zemin
OKAMŽITÉ SEDÁNÍ NESOUDRŽNÉ ZEMINY Výpočet je komplikován nelineární tuhostí závisející na napjatostním stavu Používají se empirické a semiempirické metody: Alpanova, Schultzea Sherifa, Terzaghihoa Pecka, Scmertmanna, Burlandaa Burbidge,Meyerhofova, dilatometrická aproximace
OKAMŽITÉ SEDÁNÍ SOUDRŽNÉ ZEMINY Pro výpočet se používá teorie pružnosti, vhodná zejména pro nasycené jíly, jílové břidlice Metody výpočtu: teorie pružnosti, Janbuova, Metody výpočtu: teorie pružnosti, Janbuova, Perlofova, Kaye a Cavagnarova
Konsolidační sedání
Konsolidačnísedání Vrstva nasyceného jílu (Sr=1) v píscích je zatížena. Předpokládáme, že voda může ze zatížené vrstvy proudit horní i spodní částí vrstvy. počátku zatížení tj. v době hned po aplikaci zatížení dojde k okamžitému sedání, tj. změně tvaru. Není zatím změna napětí pórového a efektivního. Δσ v = Δu v + Δσ v H = H + H 15
Konsolidační sedání Čas od zatížení narůstá t > 0 Voda je volně z pórů vytlačována a přestává přenášet zatížení Pórové napětí klesá a efektivní narůstá Δσ v = Δu v + Δσ v H = H + H 16
Konsolidační sedání V čase t = tj. na konci sedání Pórovénapětí je v rovnováze (předpokládá se, že většinou vymizí) a vnesené zatížení přenášejí pouze zrna zeminy Tentoproces je časově závislý a trvá týdny, měsíce či roky Δσ v = Δu v + Δσ v H = H + H 17
Zkouška konsolidace v laboratoři Konsolidační zkouška určuje deformační charakteristiky Veškeré sedání je pouze v pórech H s A= Vs H s A= W s /G s δ w H v H s A H s = W s /AG s δ w H v = H Hs e o = V v /V s = H v A/ H s A= H v /H s e o = číslo pórovitosti v čase t = 0 (počáteční pórovitost) Δe = ΔH 1 /H s e 1 = e o Δe e 1 = číslo pórovitosti v čase t > 0 18
Jednoosá stlačitelnost Z rozšířeného Hookova zákona a za předpokladu nulového bočního přetvoření platí pro svislé poměrné přetvoření normálně konsolidovaných zemin vztah: ε z 2 σ zef 2ν = 1 E 1 ν
Edometr
Oedometer 21
Schema edometru
Deformační charakteristiky závislost ε = f ( σ ) ef závislost e = f ( σ ) ef
závislost ε = f ( σ ) ef E oed edometrický modul přetvárnosti C, C 10 součinitel stlačitelnosti m v koeficient objemové stlačitelnosti Zakládání staveb Brno 2006
závislost ( ) e = f σ ef a v číslo stlačitelnosti C c index stlačitelnosti C r index rekomprese
Deformační křivka jílovité zeminy ε = f ( lnσ ) ef Zakládání staveb Brno 2006
Konsolidační křivka Závislost čísla pórovitosti na logaritmu zatížení C r = Index opětovného stlačení rekomprese tj. sklon křivky e C c = Index stlačitelnosti tj. sklon křivky C r Log σ 27
Deformační křivka jílovité zeminy e = f ( logσ ) Zakládání staveb Brno 2006
Překonsolidované normálně konsolidované Překonsolidované v minulosti byla zemina zatížena více než dnes Normálněkonsolidované současníézatíženíje maximální e V tomto bodu zlomu křivky se hodnota napětí nazývá překonsolidačnínapětí σ c. To je maximální napětí, které kdy bylo v zemině σ c Log σ 29
Vliv historie zatížení σ c = σ or normálně konsolidované zeminy σ c σ or překonsolidované zeminy Zakládání staveb Brno 2006
Stupeň překonsolidace OCR c OCR = σ σ or OCR < 1 neskonsolidované (např. násyp) OCR = 1 normálně konsolidované OCR > 1 překonsolidované Zakládání staveb Brno 2006
Určení překonsolidačního napětí: Casagrande Zakládání staveb Brno 2006
Výpočet sedání H : 1) f(σ / ε) 2) f(σ / e) Zakládání staveb Brno 2006
Normálně konsolidované zeminy σ v = σ c ΔH = C c H / (1 + e 0 ) log [(σ v + Δσ v ) / σ v ] Geostatická napjatost (OCR = 1) e Napětí po aplikaci zatížení σ c Log σ 34
Překonsolidované zeminy σ or + σ z > σ c ΔH = C r H /(1 + e 0 ) log σ c / σ v + C c H /(1+e 0 ) log [(σ v + Δσ v )/ σ c ] Zakládání staveb Brno 2006
Překonsolidovanézeminy (σ v + Δσ v ) < σ c ΔH = C r H / (1 + e 0 ) log [(σ v + Δσ v ) / σ v ] Geostatické napětí e Napětí po aplikaci zatížení σ c Log σ 36
Vliv historie zatížení zeminy na sedání Zakládání staveb Brno 2006
Sekundární sedání t ε = ε p + ε s log t 0 Zakládání staveb Brno 2006
Index sekundární stlačitelnosti Zakládání staveb Brno 2006
Metody výpočtu sedání ČSN 731001 Pomocí součinitele stlačitelnosti Pomocí indexu stlačitelnosti NEN (Buismann, Ladde) Soft soil model Teorie Janbu -nelineárníf(σ/ ε) Pomocí dilatometru Zakládání staveb Brno 2006
ČSN 73 1001
Strukturní pevnost
% σor