Příloha PŘÍKLAD VÝPOČTU Pro doplnění vedené teore je veden praktcký výpočetní příklad. Jedná se o návrh vyztžené opěrné stěny s betonový prvky Gravty Stone a s výztží z geoříží Mragrd. Výškový rozdíl terénů, které sí stěna překonat, je H = 3,7. Stěna á svslý líc čl ω = 0, terén nad stěno je vodorovný, čl β = 0. Stěna bde sočástí nového průyslového areál a nvestor požadje nahodlé přtížení nad stěno o hodnotě q l = 10 kn -. Terén nad opěrno stěno nebde přtížen stálý zatížení, čl q d = 0. Zena za rbe stěny a v podloží stěny je charakterzovaná jako písčtý jíl o objeové hotnost γ r = γ f = 18,5 kn -3, o úhl vntřního tření φ r = φ f = 5º a o kohez c f =15 kpa. Vyztžená zena bde provedena z písk s alo příěsí jenozrnné zeny o objeové hotnost γ = 17,5 kn -3, o úhl vntřního tření φ = 30º a o nlové kohez. Hladna podzení vody nebyla v průběh geologckého průzk zasažena a nachází se tedy v hlobce větší než /3 výšky opěrné stěny. Externí stablta Obr. 11 Výpočetní schéa opěrné stěny pro potřeby externí stablty Výška opěrné stěny Výškový rozdíl terén před stěno a nad stěno je H = 3,7. Terén před stěno je vodorovný, takže nální hlobka zapštění stěny pod terén H eb bde H H'/ 0 3,7 / 0 0,185 eb Mnální výška stěny je H H' H 3,7 0,185 3,885 Návrh eb
Požít 1 řad tvarovek Gravty Stone a zákrytový prvek (výška prvk Gravty Stone je 190, zdění je sché a tdíž beze spáry, výška zákrytového prvk je 95, pro výpočet se počítá přblžně 100 ) Odpovídající výška opěrné stěny je H 10,19 0,1 4,09 Tlošťka opěrné stěny NCMA dává nální tlošťk opěrné stěny L 0,6H. Tato nální tlošťka vychází ale poze v případě kvaltních zeních podínek a vel nízkého přtížení terén nad stěno. Protože v toto případě je stěna sočástí průyslového areál a přtížení nad stěno není zanedbatelné, volíe tlošťk stěny 0,8 násobek její výšky. Tlošťka stěny tedy bde L 0,8 H 0,8 4,09 3,7 3,3 Šířka vyztžené zóny v nejvyšší ístě L β Proěnná L β se defnje pro potřeby započtatelnost rovnoěrného zatížení nad opěrno stěno. V toto případě, kdy líc stěny je svslý a terén nad stěno je vodorovný, je ožné hodnot L β stanovt takto L L W 3,3 0,3 3,0 Koefcent aktvního zeního tlak K ae = 5º, ω = 0º, δ e = 5º, β = 0º Úhel tření na stykové ploše ez zadní líce opěrné stěny a zeno za stěno δ e se rovná enší z hodnot úhl vntřního tření vyztžené zeny φ a úhl vntřního tření zeny za stěno φ r. V toto případě je enší úhel vntřního tření zeny za stěno a proto δ e = φ r = 5º. K ae cos cos cos e 1 r sn cos r e snr cos e cos 5 sn(5 5) sn(5 0) cos 0 cos0 51 cos0 5cos(0 0) 0,81 0,355 0,906,554 0,81 0,766 0,43 10,906 1 0,906 1 Síly od zeního tlak přtížení terén q l = 10,0 kn - sh ae r e P 0,5 K H h cos 0,5 0,355 18,5 4,09 cos5 49,78 kn / P K q q H h cos 0,355 10 4,09 cos5 13,16 kn / qh ae d l e Raena sl k bod O y H h / 3 4,09 / 3 1,36 s y H h / 4,09/,05 q Hotnost vyztžené stěny W L H 3,3 17,5 4,09 36,0 kn / r
Moentové raeno síly od hotnost vyztžené stěny x LH tan 3,3 4,09 tan0 / 1,65 r POSUNUTÍ V ZÁKLADOVÉ SPÁŘE a) rozhodje-l vyztžená zena R C q L W W tan 1 0 36,0 0 tan30 136,37 kn / R s ds d r r s b) rozhodje-l základová zena R tan 1 15 3,3 0 36,0 0 tan5 159,64 / sf Cds cf L qd L Wr Wr f kn Sočntel bezpečnost prot posntí v základové spáře sl Rs 136,37,17 1,5 P P 49,78 13,16 sh qh PŘEKLOPENÍ STĚNY KOLEM BODU O Stablzjící oent M W x W x q L x 36, 1,65 0 0 389,73 kn / r r r r r d q Klopný oent M o PsH ys PqH yq 49,781,36 13,16,05 94,68kN / Sočntel bezpečnost prot překlopení Mr 389,73 ot 4,1 M 94,68 o bohatě ÚNOSNOST ZÁKLADOVÉ SPÁRY Stanovení excentrcty výslednce sl PsH ys PqH yq Wr xr L / Wr xr L / qd L xq L / e W W q L r r d 49,78 1,36 13,16,05 36,0 1,65 3,3 / 0 0 0,401 36, 0 0 Maxální velkost excentrcty eax L/ 6 3,3 / 6 0,550 e 0,401 excentrcta 1 Účnná šířka základ B Le 3,30,401,50 Napětí v základové spáře q a e W W q q L 36,0 0 0 10 3,0 106,48 kn B,5 r r d l e Mezní únosnost základové spáry 0 5 N 0,7 N 10,88 f c q c N 0,5 B N 15 0,7 0,5 18,5,50 10,88 56, 40 kn lt f c f e Sočntel bezpečnost únosnost základové spáry 1 Výpočetní postp podle NCMA nevyžadje, aby výslednce sl byla v jádr průřez, čl aby nedocházelo k tah v základové spáře. Výpočet je zde veden poze pro nforac o stav sl v základové spáře.
bc qlt 56,40 5,8 q 106,48 a bohatě INTERNÍ STABILITA Koefcent aktvního zeního tlak K a φ = 30º, ω = 0º δ = ⅔. φ = ⅔. 30 = 0º β = 0º cos Ka sn sn cos cos 1 cos cos cos (30 0) sn(30 0) sn(30 0) cos 0 cos0 01 cos0 0cos(0 0) 0,75 0,75 0,97 0,766 0,5 0,94,684 10,94 1 0,94 1 Síly od zeního tlak přtížení terén q l = 10,0k N - H cos 10 0,97 4,09 cos 0 11,41kN / 0,5 K H cos 0,5 0,97 17,5 4,09 cos 0 0 40,85 kn / sh a qh q q K d l a Stanovení dlohodobé přípstné návrhové pevnost geoříže a nálního počt geoříží Volíe geoříž Mragrd 5XT: krátkodobá ezní pevnost geoříže v tah T lt = 6,7 kn/ Hodnota sočntele poškození geoříží př kládání pro písek je RF ID = 1,05. LTDS RF D T lt RF ID RF CR 6,7 33,93kN / 1,1 1,05 1,60 LTDS 33,93 Ta,6 kn / 1, 5 UNC Mnální počet geoříží N n sh qh 40,85 11,41,31 T,6 a N n = 3 Vyztženo opěrno stěn je ntné na základě požadavk, který vychází z dlohodobé přípstné návrhové pevnost geoříží, vyztžt nálně tře geoříže. Př volbě počt geoříží je ovše třeba vzít v úvah sktečnost, že axální vzdálenost geoříží je přblžně dvojnásobek hlobky betonového prvk, to je v toto případě cca 0,6. Z požadavk vychází, že geoříže je ntné ístt po třech tvarovkách. U většny případů je dále únosnost v přpojení geoříže k betonový prvků Gravty Stone nžší než dlohodobá přípstná návrhová pevnost geoříže T a a proto tahová pevnost geoříže př požtí s těto prvky není zpravdla rozhodjící. Proto zvolíe počet geoříží větší a to sed geoříží, čl bde platt N = 7 > N n = 3 Výškové úrovně geoříží E 1 = 0,19 E = 0,76 E 3 = 1,33 E 4 = 1,90
E 5 =,47 E 6 = 3,04 E 7 = 3,61 TAHOVÉ NAMÁHÁNÍ GEOMŘÍŽÍ A A c,1 c,3 výpočet zatěžovacích ploch A c,n E E1 0,76 0,19 0,475 E4 E 1, 9 0, 76 0,57 A A c, c,4 E3 E1 1, 33 0,19 0,57 E5 E3,47 1,33 0,57 E6 E4 3,04 1,90 E A c, 5 0, 57 E 7 5 3,61,47 A c, 6 0, 57 E7 E6 3,61 3,04 A c, 7 H 4,09 0, 765 výpočet hlobky střed zatěžovací plochy A c,n D H A / 4,09 0,475 / 3,85 1 c,1 D H A A / 4,09 0,475 0,57 / 3,33 c,1 c, D H A A A / 4,09 0,475 0,57 0,57 /,76 3 c,1 c, c,3 D H A A A A / 4,09 0,475 0,57 0,57 0,57 /,19 4 c,1 c, c,3 c,4 D H A A A A A / 4,09 0,475 0,57 0,57 0,57 0,57 / 1,6 5 c,1 c, c,3 c,4 c,5 D6 H A,1,,3,4,5 / c Ac Ac Ac Ac Ac,6 4,09 0,475 0,57 0,57 0,57 0,57 0,57 / 1,05 D A / 0,765 / 0,38 7 c,7 výpočet sl, které působí v jednotlvých vrstvách geoříž F g,n F D q K cos A 17,5 3,85 10 0,97 cos0.0,475 10,6 kn / g,1 1 l a c,1 F D q K cos A 17,5 3,33 10 0,97 cos0.0,57 10,86 kn / g, l a c, F D q K cos A 17,5,76 10 0,97 cos0.0,57 9,7 kn / g,3 3 l a c,3 F D q K cos A 17,5,19 10 0,97 cos 0.0,57 7,69 kn / g,4 4 l a c,4 F D q K cos A 17,5 1,6 10 0,97 cos0.0,57 6,10 kn / g,5 5 l a c,5 F D q K cos A 17,5 1,05 10 0,97 cos0.0,57 4,51 kn / g,6 6 l a c,6 F D q K cos A 17,5 0,38 10 0,97 cos0.0,765 3,55 kn / g,7 7 l a c,7 Porovnání působící tahové síly a dlohodobé přípstné návrhové pevnost geoříže @E 1 F g,1 = 10,6 kn/ < T a =,6 kn/ @E F g, = 10,86 kn/ < T a =,6 kn/ @E 3 F g,3 = 9,7 kn/ < T a =,6 kn/ @E 4 F g,4 = 7,69 kn/ < T a =,6 kn/ @E 5 F g,5 = 6,10 kn/ < T a =,6 kn/ @E 6 F g,6 = 4,51 kn/ < T a =,6 kn/ @E 7 F g,7 = 3,55 kn/ < T a =,6 kn/ VYTAŽENÍ GEOMŘÍŽÍ ZE ZEMINY výpočet vntřního úhl poršení α φ = 30º δ = 0º ω = 0º β = 0º
1tg tg cotg tg( ) tg tg cot g 1 tg cot g tg( ) tg30 tg30 tg30 cot g30 1tg0 cot g30 = = 1tg0 tg30 cot g30 0,577 0,577 0,577 1,73 10,364 1,73 0,897 = 0,4875 10,364 0,577 1,73 1,840 α φ = 5,99º α 30 = 5,99º α = 55,99º 56º výpočet kotevních délek neoříží L LW E tg 90 E tg 3,3 0,3 0,19 tg 90 56,87 a,1 1 1 L LW E tg 90 E tg 3,3 0,3 0,76 tg 90 56,49 a, L LW E tg 90 E tg 3,3 0,3 1,33 tg 90 56,10 a,3 3 3 L LW E tg 90 E tg 3,30,31,9tg 9056 1,7 a,4 4 4 L LW E tg 90 E tg 3,3 0,3,47 tg 90 56 1,33 a,5 5 5 L LW E tg 90 E tg 3,3 0,3 3,04 tg 90 56 0,95 a,6 6 6 L LW E tg 90 E tg 3,3 0,3 3,61tg 90 56 0,57 a,7 7 7 výpočet průěrné hlobky nadloží d n E L 1 a,1 d1 H E1 H tg tg 4,09 0,19 3,90 tg E L a, d H E H tg tg 4,09 0,76 3,33 tg E L 3 a,3 d3 H E3 H tg tg 4,09 1,33,76 tg E L 4 a,4 d4 H E4 H tg tg 4,09 1,9,19 tg E L 5 a,5 d5 H E5 H tg tg 4,09,47 1,6 tg E L 6 a,6 d6 H E6 H tg tg 4,09 3,04 1,05 tg E L 7 a,7 d7 H E7 H tg tg 4,09 3,61 0, 48 tg výpočet kotvící síly AC n pro každo geoříž hodnot sočntele nterakce ez geoříží a písčto zeno važjee C = 0,8 AC L C d tg,87 0,8 3,90 17,5 tg30 180,94 kn / 1 a,1 1 AC L C d tg,49 0,8 3,33 17,5 tg30 134,04 kn / a, AC L C d tg,10,8,7617,5tg30 93,70 kn / 3 a,3 3 AC L C d tg 1,7 0,8,19 17,5 tg30 60,89 kn / 4 a,4 4
AC L C d tg 1,33 0,8 1,6 17,5 tg30 34,83 kn / 5 a,5 5 AC L C d tg 0,95 0,8 1,05 17,5 tg30 16,13 kn / 6 a,6 6 AC L C d tg 0,57 0,8 0, 48 17,5 tg30 4, 4 kn / 7 a,7 7 Sočntelé bezpečnost prot vytažení geoříží ze zeny po,1 po, po,3 po,4 po,5 po,6 po,7 AC1 180,94 17,64 1,5 F 10,6 g,1 AC 134,04 1,34 1,5 F 10,86 g, AC3 93,70 10,11 1,5 F 9,7 g,3 AC4 60,89 7,9 1,5 F 7,69 g,4 AC5 34,83 5,71 1,5 F 6,10 g,5 AC6 16,13 3,58 1,5 F 4,51 g,6 AC7 4,4 1, 5 1, 5 F 3,55 g,7 bohatě bohatě bohatě bohatě ne Nejvýše položená geoříž ne na vytažení ze zeny, její zakotvení do zeního asv je nedostatečné. Řešení je prodložt tto geoříž. Toto prodložení je ožné provést lokálně, to znaená, že bde prodložena poze nejvýše položená geoříž a ostatní geoříže bdo ít původní délk. Prodložení nejvýše položené geoříže na 3,5, to je o 0, kotevní délka bde ít hodnot L LW E tg 90 E tg 3,5 0,3 3,61tg 90 56 0,77 a,7 7 7 kotvící síla bde ít hodnot AC L C d tg 0,77 0,8 0, 48 17,5 tg30 5,97 kn / 7 a,7 7 Sočntel bezpečnost prot vytažení geoříže ze zeny po,7 AC7 5,97 1, 68 1, 5 F 3,55 g,7 Nejvýše položeno geoříž je ntné prodložt o 0,, což je tedy na celkovo délk 3,5. Tato geoříž vychází nejdelší ze dvo důvodů. První důvode je sklon vntřní rovny poršení, což znaená, že čí výše je geoříž položená, tak tí kratší jso kotevní délky a drhý důvode je to, že s výško klesá tlak nadloží a tí také kotevní síla. VNITŘNÍ POSUNUTÍ PO NEJNÍŽE POLOŽENÉ GEOMŘÍŽI výpočet úhl vnější rovny poršení α e φ r = 5º δ e = 5º ω = 0º β = 0º
1tg tg cotg tg( r ) tg r tg r cot g r 1 tg e cot g r tg( e r) e r r tg5 tg5 tg5 cot g5 1tg5 cot g5 = 1tg5 tg5cotg5 0, 466 0, 466 0, 466,145 10, 466,145 1,094 = 0,4935 10,466 0,466,145,17 α e φ r = 6,7º α e 5 = 6,7º α e = 6,7+5 = 51,7º 51,3º E E1 0,76 0,19 L1 0,46 tg tg51,3 e L' LW L 3,3 0,3 0,46,54 s,1 1 Obr. 1 Výpočetní schéa opěrné stěny pro potřeby nterní stablty Hotnost vyztžené zeny nad první geoříží W ' L' H E,54 4,09 0,19 17,5 173,36 kn / r,1 s,1 1 Hotnost betonových prvků nad 1. geoříží Stěna je svslá, čl není potřeba vypočítávat započtatelno výšk H h.
Ww,1 H E1 W 4,09 0,19 0,5 0,3 3,99 kn / odolnost prot nterní posntí po první geoříž o ve vyztžené zeně hodnot sočntele příého posntí pro písek važjee přblžně C ds = 0,8 R' C W ' tg 0,8 173,36 tg30 80,07 kn / s,1 ds r,1 o ez betonový prvky W 3,99 kn / N 34 kn / w,1 ax (axální hodnota norálové síly, která byla požta př experentálních zkoškách) je ožné požít následjící vztah V a W tg 6,3 W tg44,7 6,3 3,99 tg44,7 30,04 kn /,1 w,1 w,1 síly od zeního tlak P 0,5 K H E cos 0,5 0,355 18,5 4,09 0,19 cos5 45,7 kn / sh,1 ae r 1 e PqH,1 qd ql Kae H E1 cos e 10 0,355 4,09 0,19 cos5 1,55 kn / Sočntel bezpečnost prot posntí po nejníže položené geoříž sl,1 R' s,1 V,1 80,07 30,04 1, 90 1, 5 P P 45,7 1,55 sh,1 qh,1 LOKÁLNÍ STABILITA Přpojení geoříží k betonový prvků W 3,99 kn / N 34 kn / w,1 ax (axální hodnota norálové síly požté př experentálních zkoškách) a proto je ožné požít následjící vztahy: Pevnost v přpojení pro ltní stav je defnovaná na základě zkošek vztahe T a W tg 7,9 W tg0 7,9 kn / ltconn, n cs w, n cs w, n a pro stav požtelnost vztahe T a' W tg ' 16,6 W tg 1,3 conn @0, n cs w, n cs w, n Stěna je svslá, a proto není ntné se zabývat započtatelno výško H h. Únosnost v přpojení je grafcky znázorněná na následjící obrázk. Tato únosnost v přpojení je v podstatě daná nejenší ze tří následjících hodnot: 1) Ltní pevnost v přpojení stanovená na základě zkošek a zenšená na 1,5 násobek ) Pevnost v přpojení stanovená za základě zkošek př dosažení deforace rovné 0 3) Hodnota dlohodobé přípstné návrhové pevnost geoříže T a
Z graf je patrné, že hodnota dlohodobé přípstné návrhové pevnost geoříže T a nebde rozhodjící. Pro enší výšky slopce betonových prvků, to je pro výše položené geoříže, bde rozhodovat stav požtelnost a od výšky slopce betonových prvků cca 1,5 bde rozhodovat pevnost pro ltní stav zenšená sočntele bezpečnost. Oblast vyhovjící únosnost přpojení geoříží k betonový prvků je na obrázk vyšrafovaná. Do graf je ožné vynést na svslo os hodnoty tahových sl v geořížích F g,n pro příslšno hodnot hotnost betonových prvků W w,n, která se vynese na vodorovno os. Pokd se tato hodnota objeví ve vyšrafované ploše, tak je přpojení vyhovjící. Hodnoty těchto sl jso do graf vyneseny krhovo značko, zatíco výsledky experentálních zkošek jso vyneseny čtverečkovo značko. Pro výsledky zkošek pro ltní stav jso požty pootočené čtverečky a pro výsledky zkošek pro stav požtelnost př deforac 0 jso požty klascké čtverečky. Výsledky experentálních zkošek není ožné extrapolovat nad hodnot největší norálové síly požté př zkoškách prvků Gravty Stone a geoříže Mragrd 5XT. Tato hodnota byla N ax = 34kN/. Proto á graf požtelnost nad toto hodnoto konstantní průběh. Obr. 13 Graf únosnost přpojení geoříže k betonový prvků @E 1 Ww,1 H E1 W 4,09 0,19 0,5 0,3 3,99 kn / ltní stav Tltconn,1 7,9 kn / T T / 7,93 / 1,5 18,60 kn / T,6 kn / cl,1 ltconn,1 cs a porovnání působící síly T 18,60 kn / F 10,6 kn / cl,1 g,1
stav požtelnost T 16,6 W tan1,3 16,6 3,99 tan1,3 1,83 kn / conn @ 0,1 w,1 Tcs,1 Tconn @ 0,1 1,83 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 1,83 kn / F 10,6 kn / cs,1 g,1 @E Ww, H E W 4,09 0,76 0,5 0,3 0, 48 kn / ltní stav Tltconn, 7,9 kn / T T / 7,9 / 1,5 18,60 kn / T,6 kn / cl, ltconn, cs a porovnání působící síly Tcl, 18,6 kn / Fg, 10,86 kn / stav požtelnost Tconn @ 0, 16,6 Ww, tan1,3 16,6 0,48 tan1,3 1,07 kn / Tcs, Tconn @ 0, 1,07 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 1,07 kn / F 10,86 kn / cs, g, @E 3 Ww,3 H E3 W 4,09 1,33 0,5 0,3 16,97 kn / ltní stav Tltconn,3 7,9 kn / T T / 7,9 / 1,5 18,60 kn / T,6 kn / cl,3 ltconn,3 cs a porovnání působící síly T 18,60 kn / F 9,7 kn / cl,3 g,3 stav požtelnost T 16,6 W tan1,3 16,6 16,97 tan1,3 0,3 kn / conn @0,3 w,3 Tcs,3 Tconn @ 0,3 0,3 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 0,3 kn / F 9,7 kn / cs,3 g,3 @E 4 Ww,4 H E4 W 4,09 1,9 0,5 0,3 13,47 kn / ltní stav Tltconn,4 7,9 kn / Tcl,4 Tltconn,4 / cs 7,9 / 1,5 18,60 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 18,60 kn / F 7,69 kn / cl,4 g,4 stav požtelnost T 16,6 W tan1,3 16,6 13, 47 tan1,3 19,54 kn / conn @ 0,4 w,4 Tcs,4 Tconn @0,4 19,54 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 19,54 kn / F 7,69 kn / cs,4 g,4
@E 5 Ww,5 H E5 W 4,09,47 0,5 0,3 9,96 kn / ltní stav Tltconn,5 7,9 kn / Tcl,5 Tltconn,5 / cs 7,9 / 1,5 18,60 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 18,60 kn / F 6,10 kn / cl,5 g,5 stav požtelnost T 16,6 W tan1,3 16,6 9,96 tan1,3 18,77 kn / conn @0,5 w,5 Tcs,5 Tconn @ 0,5 18,77 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 18,77 kn / F 6,10 kn / cs,5 g,5 @E 6 Ww,6 H E6 W 4,09 3,04 0,5 0,3 6,46 kn / ltní stav Tltconn,6 7,9 kn / Tcl,6 Tltconn,6 / cs 7,9 / 1,5 18,60 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 18,60 kn / F 4,51 kn / cl,6 g,6 stav požtelnost T 16,6 W tan1,3 16,6 6,46 tan1,3 18,01 kn / conn @ 0,6 w,6 Tcs,6 Tconn @ 0,6 18,01 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síl T 18,01 kn / F 4,51 kn / cs,6 g,6 @E 7 Ww,7 H E7 W 4,09 3,61 0,5 0,3,95 kn / ltní stav Tltconn,7 7,9 kn / Tcl,7 Tltconn,7 / cs 7,9 / 1,5 18,60 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly Tcl,7 18,60 kn / Fg,7 3,55 kn / stav požtelnost Tconn @0,7 16,6 Ww,7 tan1,3 16,6,95 tan1,3 17,4 kn / Tcs,7 Tconn @ 0,7 17,4 kn / Ta,6 kn / porovnání působící síly T 17,4 kn / F 3,55 kn / cs,7 g,7 BOULENÍ SLOUPCE BETONOVÝCH PRVKŮ V ÚROVNÍCH VYZTUŽENÍ @E 1 výpočet sl od aktvního zeního tlak v úrovních geoříží sh,10,5ka H E1 cos q q K H E cos qh,1 d l a 1 0,5 0,97 17,5 4,09 0,19 cos0 37,14 kn / 10 0,97 4,09 0,19 cos0 10,88 kn /
@E sh,0,5ka H E cos q q K H E cos qh, d l a 0,5 0,97 17,5 4,09 0,76 cos0 7,08 kn / 10 0,97 4,09 0,76 cos0 9,9 kn / @E 3 sh,30,5ka H E3 cos q q K H E cos qh,3 d l a 3 0,5 0,97 17,5 4,09 1,33 cos0 18,60 kn / 10 0,97 4,09 1,33 cos0 7,70 kn / @E 4 sh,40,5ka H E4 cos q q K H E cos qh,4 d l a 4 0,5 0,97 17,5 4,09 1,9 cos0 11,71 kn / 10 0,97 4,09 1,9 cos0 6,11 kn / @E 5 sh,5 0,5 Ka H E5 cos q q K H E cos qh,5 d l a 5 0,5 0,97 17,5 4,09,47 cos0 6,41 kn / 10 0,97 4,09,47 cos0 4,5 kn / @E 6 sh,6 0,5 Ka H E6 cos q q K H E cos qh,6 d l a 6 0,5 0,97 17,5 4,09 3,04 cos0,69 kn / 10 0,97 4,09 3,04 cos0,93 kn / výpočet sykové únosnost ložné spáry ez betonový prvky s vloženo geoříž o ltní stav @E 1 V 6,3 W tg44,7 6,3 3,99 tg44,7 30,04 kn /,1 w,1 @E V 6,3 W tg44,7 6,3 0, 48 tg44,7 6,57 kn /, w, @E 3 V 6,3 W tg44,7 6,3 16,97 tg44,7 3,09 kn /,3 w,3 @E 4 V 6,3 W tg44,7 6,3 13, 47 tg44,7 19,63 kn /,4 w,4 @E 5 V 6,3 W tg44,7 6,3 9,96 tg44,7 16,16 kn /,5 w,5 @E 6 V 6,3 W tg44,7 6,3 6,46 tg44,7 1,69 kn /,6 w,6 Sočntelé bezpečnost prot bolení v úrovních vyztžení sc,1 V,1 F F F F F F sh,1 qh,1 g, g,3 g,4 g,5 g,6 g,7 30,04 4,97 1,5 37,14 10,88 10,86 9,7 7,69 6,10 4,51 3,55 sc, V, F F F F F sh, qh, g,3 g,4 g,5 g,6 g,7 6,57 5,06 1,5 7,08 9,9 9,7 7,69 6,10 4,51 3,55 sc,3 V,3 F F F F sh,3 qh,3 g,4 g,5 g,6 g,7
3,09 5,19 1,5 18,60 7,70 7,69 6,10 4,51 3,55 sc,4 V,4 F F F sh,4 qh,4 g,5 g,6 g,7 19,63 5,36 1,5 11,71 6,11 6,10 4,51 3,55 sc,5 V,5 ( F F ) sh,5 qh,5 g,6 g,7 16,16 5,63 1,5 6,414,5 (4,513,55) sc,6 V,6 1,69 6,13 1,5 F,69,93 3,55 sh,6 qh,6 g,7 o stav požtelnost NCMA požadje, aby axální syková deforace líce stěny byla 0. Př zkoškách sykové odolnost betonových prvků Gravty Stone v ložné spáře s vloženo geoříží Mragrd nebylo žádné ze zkošek př dosažení axální sykové síly dosaženo této hodnoty sykové deforace. PŘEKLOPENÍ HORNÍHO NEVYZTUŽENÉHO SLOUPCE BETONOVÝCH PRVKŮ Síly od zeního tlak @E 7 sh,7 0,5 Ka H E 7 cos qh,7 qd ql Ka H E 7 cos 0,5 0,97 17,5 4,09 3,61 cos0 0,56 kn / 10 0,97 4,09 3,61 cos0 1,34 kn / raena ys,7 ( H E7)/3 (4,093,61)/30,16 y ( H E )/ (4,093,61)/0,4 Klopný oent q,7 7 M y y 0,56 0,16 1,34 0,4 0,41 kn / o,7 sh,7 s,7 qh,7 q,7 Stablzjící oent Mr,7 Ww,7 xw,7,95 0,15 0,44 kn/ Sočntel bezpečnost prot překlopení horního slopce betonových prvků ot,7 Mr,7 0,44 1, 07 1, 5 M 0,41 o,7 ne
Př větší přtížení stěny se ůže stát, že nevyhoví horní nevyztžený slopec betonových prvků na překlopení, tak jako se to stalo v toto příkladě. Je zde názorně kázáno, že je účelné horní geoříž ístt co nejvýše. Další ožný řešení je horních několk vrstev betonových tvarovek probetonovat a do dtn v tvarovkách vložt výztž. V dané případě by bylo ožné probetonovat horní čtyř řady betonových prvků tak, aby výztž spojtě probíhala přes ložno spár s nejvýše položeno geoříží. Toto řešení je ntné a velce často požívané v stacích, kdy se požadje větší přtížení terén nad stěno a horní slopec betonových prvků není ožné konstrovat systée sché ontáže. POSUNUTÍ HORNÍHO NEVYZTUŽENÉHO SLOUPCE BETONOVÝCH PRVKŮ Syková únosnost v úrovn sedé geoříže ltní stav V a W tg 6,3 W tg44,7 6,3,95 tg44,7 9, kn /,7 w,7 w,7 Sočntel bezpečnost prot posntí horního slopce betonových prvků sc,7 V,7 9, 4,85 1,5 0,561,34 sh,7 qh,7 Stav požtelnost Maxální vodorovná syková deforace ez betonový prvky je podle požadavků NCMA stanovena na 0. Př experentálních zkoškách nebylo př dosažení axální sykové síly dosaženo této hodnoty deforace. Z hledska požadované hodnoty sykové deforace je sché spojení ez betonový prvky Gravty Stone s vloženo geoříží Mragrd vyhovjící.