ZEMNÍ KONSTRUKCE. LUMÍR MIČA, ING., Ph.D. ÚSTAV GEOTECHNIKY

ZEMNÍ KONSTRUKCE LUMÍR MIČA, ING., Ph.D. ÚSTAV GEOTECHNIKY 1

Podloží násypu Zlepšování zemin (Soil improvement): Dynamické zhutňování (Dynamic compaction) Vibrační zhutňování (Vibro Compaction) Kompenzační injektáž (Compaction Grouting) Prefabrikované vertikální drény (Prefabricated Vertical Drains) Zhutňování odstřelem (Blast-Densification) Vyztužování zemin (Soil reinforcement): Vibrované štěrkové pilíře (Vibro-Stone Columns) Vibrované betonové pilíře (Vibro Concrete Columns) Vápenné-cementové pilíře (Lime-Cement Columns) Trysková injektáž (Jet Grouting) Hloubková stabilizace (Deep Mixing) Mikropiloty (Micropiles) Zemní kotvy (Ground Anchors) Hřebíkování (Soil Nailed Retaining Sructures) Vyztužování geosyntetiky (Geosynthetics) Vyztužování vlákny (Fiber Reinforced Soils) Biologická stabilizace (Boitechnical/Soil Bioengineering Stabilization) Úprava zemin (Soil treatment): Míšení (Admixture) Odvodňování (Dewatering) Lámání (Fracturing) Zmrazování (Freezing) Atd.

Podloží násypu Použitelnost technologií dle charakteru zeminy 3

Podloží násypu fáze sedání okamžité sedání s i : Neodvodněné podmínky proběhne během výstavby objektu primární sedání s cf : velikost a rychlost závisí na: propustnosti zeminy podmínkách odvodnění sekundární sedání s s : σ = konst. 4

Předkonsolidace: Podloží násypu zatížení q s q p tp t s čas deformace s cf od q p s cf od q s +q p Schéma předtížení H σ / u 0 u>0 σ v0 σ(q p ) σ(q s ) 5

Vakuování: Podloží násypu napětí pumpa drenážní vrstva fólie hloubka H 0.6m z nárůst σ ef γ písek jíl, rašelina PVD písek Schéma vakuování - + σ tot σ tot = γ x z + Pa u = γ w x z + Pa σ ef = γ / x z σ ef + 0 - npa = (1-n)Pa + npa 6

Drény (PVD, Pískové): Podloží násypu předkonsolidace a omezení sedání po dokončení stavby urychlení procesu konsolidace zkrácením dráhy pro disipaci pórových tlaků zvýšení stability zvýšením efektivních napětí v zemině snížení hladiny podzemní vody omezení efektů ztekucení. drenážní vrstva Svislé drény Princip drénů CENT/TC 88 N 93 E Návrh EN Vertikální odvodnění 7

Drény: Podloží násypu rozdělení 8

Pískové drény: Podloží násypu Typy pískových drénů provádění 9

Podloží násypu PVD Požadované vlastnosti pásových drénů: - běžně by měly vyhovovat pro použití v prostředí s ph 4-9 - teplota obklopující zeminy menší než 5 o C - Předpokládaná životnost 5 let. Doporučené pevnostní a deformační charakteristiky q. b.r T q w = fcr b šířka drénu θ- transmisivita (m /rok) R T = 1,763/(1+0.0377.T+0,000.T ) T teplota ve o C - protažení při přetržení nejslabšího prvku > % - protažení při tahové síle 0,5 kn< 10% (0% při expozici mrazem) - minimální tahová pevnost nejslabšího prvku při přetržení >1,5 kn. 10

Podloží násypu PVD Požadované vlastnosti pásových drénů: 11

Podloží násypu PVD Geotechnickýprůzkum: penetrační odpor, údaje o povrchové vrstvě (tloušťka, přítomnost kořenů atd.), přítomnost balvanů nebo zpevněných vrstev, které mohou zapříčinit problémy při instalaci vertikálních drénů, popis zeminy (typ zeminy, stratifikace a údaje o existenci resp. frekvenci písčitých a prachových vrstev, údaje o tvrdých vrstvách), piezometrické úrovně hladiny vody, jejich režim popř. odchylky od podmínek hydrostatického tlaku, stav napětí in situ, včetně údajů o míře překonsolidace, deformační parametry zemin, konsolidační parametry (koeficienty konsolidace a propustnosti, přirozenou vlhkost zeminy, hustotu, neodvodněnou smykovou pevnost, obsah organických látek, konzistenční meze, senzitivitu. 1

PVD - navrhování: Podloží násypu D e / D e / d w / d w / H k v k h + = k v k h NEPROPUSTNÝ OKRAJ VERTIKÁLNÍ PROUDĚNÍ VERTIKÁLNÍ DRÉN RADIÁLNÍ PROUDĚNÍ RADIÁLNÍ A VERTIKÁLNÍ PROUDĚNÍ Ū v =f(t v ) Ū h =f(t h,d/d w ) Ū=1-(1-Ū v )(1-Ū h ) Odvodnění vzorku 13

14 Podloží násypu PVD - navrhování: + + = z u y u x u c t u w w w v w + + = 1 z u r u r r u c t u w w w c w = z u c t u w v w = z U c t U z v z + = 1 r u r r u c t u w w r r + = 1 r U r r U c t U r r r r 1 z U c r U r r U c t U t U t U z v r r r z r + + = + = ) )(1 (1 1 v U h U U = Terzaghi Barron

PVD - navrhování: Podloží násypu U h 8T c t h = 1 e F ( n) T h h = D Předpoklady: (Barron) konsolidující vrstva (jíl) je plně nasycena a homogenní kpřetvoření zeminy dochází pouze ve vertikálním směru voda neproudí ve vertikálním směru platí Darcyho zákon pórová voda a minerální částice jsou nestlačitelné v porovnání se skeletem jílu přírůstek zatížení je nejprve přenášený zvýšeným pórovým tlakem v drénu nedochází ke zvýšenému pórového tlaku zóna vlivu drénu je válcová nekonečně propustný drén instalace drénu nemá vliv na změnu vlastností 15

PVD - navrhování: D Podloží násypu d w L k h k h z Barron vliv geometrie: zjednodušený tvar D F( n) = ln d w 3 4 RADIÁLNÍ PROUDĚNÍ NEPORUŠENÁ OBLAST PÍSKOVÝ DRÉN 16

Podloží násypu PVD - navrhování: Hansbo - PVD 1 Ekvivalentní průměr 17

PVD - navrhování: Hansbo - PVD D d s Podloží násypu vliv geometrie: n 3 1 F( n) = ln( n) n 1 4 4n d w z vliv propustnosti filtru: obecně: k F r = πz( L z) q h w L k h q w k h průměrná: πl F r = 6 πl F r = 3 k q h w k q h w Případ 1 Případ k s NEPORUŠENÁ OBLAST OBLAST PORUŠENÍ vliv porušení okolní zeminy: VERTIKÁLNÍ DRÉN F s k = k h s d 1 ln d s w 18

PVD - navrhování: Hansbo - PVD Podloží násypu 1,5 násobné snížení horizontální propustnosti (Shokagi) Rozsah prohnětené zóny se uvažuje 3 průměru drénu (Jamiolkowski, Lancellotta 1981, Hansbo 1987). Mizí filtrační anizotropie Oblast porušení - ekvivalent d m = 4 π wl 19

PVD - navrhování: Podloží násypu S S D S D S D e = 1. 13S D e = 1. 05S 0

PVD - navrhování: Vstupy: Podloží násypu c h součinitel konsolidace ve vodorovném směru /m.s -1 / (resp. k h koef. propustnosti v hor. Směru /m.s -1 /) H délka odvodňovací dráhy /m/ k f propustnost filtru drenáže /m.s -1 / A w plocha průřezu drénu /m / 1

PVD - navrhování: Specifika matematického modelování vertikálních drénu pro úlohu rovinné deformace Podloží násypu k hp B = k h 3R [ln(r/r s ) + k h /k h. ln(r s /r w ) 0,75] Jednotlivé propustnosti znamenají: k hp ekvivalentní horizontální propustnost pro D model k h původní horizontální propustnost pro axisymetrický model k h původní horizontální propustnost pro axisymetrický model v tzv. smear zóně

Podloží násypu Hloubková dynamické zhutňování: 3

Podloží násypu Hloubková dynamické zhutňování: Menard (1973): h = c. s. W. H h = n. W. H h hloubka ovlivněná dynamickým zhutněním c součinitel útlumu rychlosti s součinitel útlumu zeminy (0.3-1.0) W hmotnost závaží H výška pádu závaží n empirický koeficient (n < 1) Doporučené hodnoty parametru n (FHWA) Typ zemního prostředí Propustné - -hrubozrnnézeminy Částečně propustné - -zejména hlíny si P <8 Nepropustné - - zejména jílovité zeminy si P >8 Míra nasycení Typ zeminy Vysoká 0.5 Nízká 0.5 0.6 Vysoká 0.35 0.40 Nízká 0.4 0.5 Vysoká Nedoporučuje se Nízká 0.35 0.40* * vlhkost zeminy by měla být menší než mez plasticity 4

Podloží násypu Hloubková dynamické zhutňování: Zóna 1 propustné zeminy, IP = 0, k 1.10-5 m.s-1 Zeminy spadající do této oblasti se velmi dobře zlepšují pomocí DDC. Nad hladinou podzemní vody dochází k okamžitému přenosu sil mezi částicemi a tím k ulehlému stavu. Pod hladinou podzemní vody dojde vdůsledku vyvozeného dynamického účinku k nárůstu pórových tlaků. Je to však jen velmi krátký časový úsek, poněvadž díky jejich vysoké propustnosti dojde k jeho rychlému snížení a následnému zhutnění zeminy. Zóna částečně propustné zeminy, 0 < IP < 8, 1.10-5 < k < 1.10-8 m.s-1 Do této kategorie patří hlíny, hlíny jílovité a písek hlinitý. Tato kategorie je svojí odezvou na DDC mezi zónami 1 a 3. Míra zhutnění je odvislá od počtu úderů a fází. Díky jejich nižší propustnosti je nutné zajistit dostatečný čas pro rozptýlení pórových tlaků. Jedná se přibližně o období několika dnů až týdnů Zóna 3 velmi málo propustné zeminy, IP > 8, k > 1.10-8 m.s-1 Patří sem jílovité zeminy. Jsou-li plně nasycené, pak se vlivem dynamických účinků zvýší tlak pórové vody a vzhledem k jejich velmi nízké propustnosti bude jejich rozptýlení probíhat velmi dlouho. Z tohoto důvodu je DDC nepraktická pro zlepšování těchto zemin. Příznivější podmínky jsou u částečně nasycených jílovitých zemin, kde lze dosáhnout vyšší míry zhutnění než u plně nasycených 5

Podloží násypu Hloubková dynamické zhutňování: Vytvoření pracovní vrstvy Zhutňování hlubších vrstev Vytvoření pracovní vrstvy Zhutňování hlubších vrstev 6

Podloží násypu Hloubková stabilizace: Vápenno-cementové pilíře (Lime-cement columns): -průměr 50-60cm - hloubka cca 0m Hloubkové mísení zeminy Deep Soil Mixing: -až průměr 3.5m - hloubka 10-40m (i 70m) 7

Podloží násypu Hloubková stabilizace: Provádění - princip: VRTÁNÍ: - rozrušení - homogenizace promícháním - stabilizace injekční směsí Přítok injekční směsi VYTAHOVÁNÍ: - zhutňování < Směr otáčení spirál > < Směr pohybu materiálu > Soletanche 8

Podloží násypu Hloubková stabilizace: Technické parametry: Poměr voda/cement v pojivu 0, - 0,5 Poměr objemu směs/zemina 0, (jíly) - 0,7 (materiál skládek odpadů) Počet otáček břitu spirálu 0-60 ot/min Rychlost zavrtávání/vytahování Vtrné zařízení Typická hloubka úpravy 0, -,0 m/min jednoduchá, dvojitá, trojitá nebo čtyřnásobná spirála 10 - max. 40 m Přísady do pojiva bentonit, popílek, sádra, plastifikátory 9

Podloží násypu Hloubková stabilizace: Zemina Vápno Vápno-cement Cement Hlína jílovitá + ++ Jíl hlinitý + ++ ++ Jíl + + Quick jíl + + ++ Jíl (zasolený) + + + Jíl (siřičitany) - + + Kaly - + Rašelina - + - bez efektu přijatelný efekt + vhodné ++ velmi vhodné 30

Podloží násypu Hloubková stabilizace: Smyková pevnost narůstá již během jedné až dvou hodin po dokončení pilíře Smyková pevnost se zvýší 10 až 50 ti násobně Smyková pevnost narůstá v čase (měsíce). Třetina konečné smykové pevnosti se přibližně dosáhne po jednom měsíci a ¾finálnípevnosti po třech měsících Se zvyšujícím indexem plasticity zeminy se vyžaduje větší množství přísady Stlačitelnost se redukuje: Modul pružnosti (E) úměrný pevnosti v tlaku (q u ) a to v poměru 350 až 1000 (např. u jemnozrnných zemin s obsahem písčitých částic méně než 10 až 15 % je poměr E a qu mezi 400 až 600). Citlivost zeminy je nízká (1-3) Mez plasticity se zvyšuje Index plasticity se snižuje 31

Podloží násypu Hloubková stabilizace: Propustnost se zvýší o 100 až 1000 násobek u vápenných pilířů, u vápeno-cementových je zvýšení propustnosti o něco menší. Propustnost zemního prostředí zlepšného cementem se pohybuje v rozmezí 10e-7 až 10e-9 m/s. Pro dosažení nižší propustnosti se doporučuje přidat bentonit či bentonit-jílovitou suspenzi. Tím dojde ke snížení propustnosti na hodnoty nižší než 10e-9 m/s Poissonovo číslo je přibližně 0,5 pokud je vzorek zatěžován za neodvodněných podmínek a při jiných zatěžovacích podmínkách se pohybuje mezi 0,3 až 0,45 3

Podloží násypu Hloubková stabilizace obvodové smykové napětí: q Působení jako celý blok τ obv H τ obv q. B. L = c ( B + L) H f b u f b součinitel bezpečnosti (= 1.5) B L 33

Podloží násypu Hloubková stabilizace - sedání: h 1 = ae P + qh ( 1 a) E Z a = na P BL 34

Podloží násypu Hloubková stabilizace - sedání: 35

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: 36

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Princip: Vibroflotací rozumíme metodu zhutňování základové půdy účinkem vibrací bez jakéhokoliv přidávání dalšího materiálu. Zhutňování je dosahováno pomocí vibrační jehly, jež penetruje základovou půdu vlastní tíhou, nebo za pomoci přítlaku, popřípadě vzduchového či vodního paprsku (vplachování). Historie: vibroflotace souvisí s vynálezem ponorného vibrátoru z r.198 (firma PTC, Francie), první kontrakt na zhutňování písků vibroflotací obdržela firma Johan Keller v r.1930 v Berlíně, značný rozvoj vibroflotace souvisí s obnovou válkou zničených měst v Evropě v 50. letech 0.století, vibroflotace je rozšířena hlavně v Belgii, Holandsku, severním Německu, Polsku a na Ukrajině, tedy v oblastech, kde jsou pro tyto metody vhodné geotechnické podmínky 37

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Provádění: 38

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Provádění: FRANKI VIBRO-WING 39

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování: Know how firmy 40

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Červeně před; zeleně -po 41

Podloží násypu Štěrkové pilíře: 4

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Princip: Štěrkové pilíře jsou prvky hlubinného zakládání staveb typu displacement, při jejichž provádění se v základové půdě vibrací, beraněním, nebo předrážením vytvoří otvor, který je vzápětí zaplněn vhodným hutněným materiálem (převážně štěrkem, popř. recyklátem). Historie: první použití štěrkových pilířů pochází z Francie z konce 18. století, kdy do měkké základové půdy byl zatloukán štěrk pro zlepšení základové půdy pro zakládání vojenských objektů, Evropa v 50. letech a USA ve 70. letech 0.století, v Evropě položil teoretické základy Priebe (70. léta) 43

Historie: 1830 - Francie 1935 - vibroflotace 50 léta min. století Evropa (začalo rozsáhlé používání SC technologie) 197 USA (SC technologie) Metody: Replacement (nahrazení) vibrace vrtání Displacement (roztlačení) vibrace předrážení 44

Replacement metody: mokrá metoda A B C D A - FÁZE SESTUPNÁ - spolupůsobením vibrací, vodního paprsku a vlastní tíhy vibrátoru je rychle dosažena požadovaná hloubka, zemina odstraněna výplachem B - PLNĚNÍ ŠTĚRKEM - vibrátor je povytažen a díra částečně horem zaplněna vhodným štěrkem C - FÁZE KONSOLIDAČNÍ - štěrk je vibracemi bočně roztlačován do zeminy a hutněn až na požadovanou míru zhutnění. Poté je opět štěrk doplněn a postup se opakuje 45

Replacement metody: 46

Displacement metody: Vibrace: 47

Displacement metody: Předrážení: 48

Displacement metody: Předrážení: 49

Přínos: Kompozit pilíř/zemina: nárůst smykové pevnosti zvýšení únosnosti podloží či stability svahu vyšší tuhost podloží (vertikální napětí v pilíře je -5 vyšší než v okolní zemině) snížení celkového a diferenciálního sedání / s (15 0)s celk, zlepš. /; snížení je cca s celk, zlepš = (50 30) s celk, nezlepš Zvýšení propustnosti urychlení konsolidace 50

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Provádění: systémem FRANKI 54

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování: Základové prvky přenášející osové (tlakové) zatížení, navrhují se výjimečně jako osamělé, většinou však ve skupině pod základovými patkami, pasy a deskami Plošné (prostorové) zlepšení vlastností základové půdy, tj. zvýšení průměrné velikosti E def a event. urychlení primární konzolidace (štěrkové pilíře působí jako svislé drény a umožňují urychlenou disipaci pórových tlaků) 55

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování rozsah použití: Soudržné zeminy s 7 kpa < c u < 60 80 kpa V případě, že c u < 7 kpa, jsou štěrkové pilíře nevhodné (zlepšenívlastnostíneníreálné) V případě, že c u >60 80 kpa, je použitíštěrkových pilířů nehospodárné, neboť míra zlepšení základové půdy není adekvátní rozsahu a množství štěrkových pilířů Pod násypy se doporučuje při hodnotě neodvodněné smykové pevnosti c u < 19 kpa použít místo kameniva či štěrku písek. V Japonsku se pískové pilíře používají i zemin s c u 5 kpa. Optimum c u 15-50 kpa 56

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování: Způsoby porušení homogenní zemina 57

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování: Způsoby porušení nehomogenní zemina 58

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování: koncept elementární buňky 59

Podloží násypu Zhutňování hloubkovou vibrací: Navrhování: koncept elementární buňky faktor koncentrace napětí n n a = P = σ σ P Z faktor plochy nahrazení A P A a P D = C s trojúhelníková síť: C = π/( 3) čtvercová síť: C = π/4 60

Návrh štěrkových pilířů a) Trojúhelníková síť ekvivalentní průměr náhradní buňky: D e = 1,05.s b) Čtvercová síť ekvivalentní průměr náhradní buňky: D e = 1,13.s c) Poměr ploch pilíře A s a náhradní buňky A a s = A s /A = C 1.(D/s) C 1 =π/(.3 1/ ) trojúhelníková síť C 1 = π/4 čtvercová síť a c = (A-A s )/A = 1 a s d) Koncentrace napětí n = σ s /σ c (n = 3 až 5) σ = σ s.a s + σ c.(1 a s ) σ s = n.σ/(1 + (n - 1).a s ) = µ s.σ σ c = σ/(1 + (n - 1).a s ) = µ c.σ s náhradní buòka A De D D s A c štìrkový pilíø As L De D De (Masopust) 61

a) Vztah mezi svislým σ 1 a vodorovným σ 3 napětím: σ 1 /σ 3 = tg (45 + φ s /) = K p (φ s úhel vn. tření pilíře 40-43 0 ) b) Vodorovné napětí: - soudržné zeminy (φ u = 0, c u ) s c σ 3 = 9.c u - soudržné zeminy (φ ef, c ef ) σ 3 = σ p +c ef.(1+ln(e def /.c ef.(1-ν))) σ p původní vodorovné napětí E def modul deformace zeminy ν Poisson. koef. zeminy L c) Celkové svislé napětí q c q c = σ 3.K p d) Maximální napětí v okolí pilíře D D e σ c = 5.c u (Masopust) 6

Příklad stanovení mocnosti H násypu na podloží zlepšeném štěrkovými pilíři a) Vstupní údaje geometrie: rozteč pilířů s =,3 m, průměr pilířů D = 0,8 m délka pilířů L = 5,0 m (vetknutí do podložních štěrků t = 0,5 m) s =,30 s =,30 Ø0,80 b) Materiálové vlastnosti: štěrkové pilíře φ s = 40 0 zákl. půda měkký jíl φ u = 0, c = 0 kpa 4,50 H 0,50 násyp (Masopust) jíl mìkký C u= 0 kpa štìrk c) Výpočet: náhradní plochy: a p = 0,907.(0,8/,3) = 0,11 D e = 1,05.,3 =,415 m A p = π.0,8 /4 = 0,50 m A = π.,415 /4 = 4,578 m boulení (při povrchu): q ult = c u N c = 0. = 440 kpa = σ p 63

Příklad stanovení mocnosti H násypu na podloží zlepšeném štěrkovými pilíři c) Výpočet: únosnost okolní zeminy: max. napětí přenášené jílem (c u = 0 kpa) σ z = 5c u = 5.0 = 100 kpa faktor koncentrace n = 3 (zvoleno) µ p = 3/(1 + (3-1).0,11) =,459 µ z = 1/(1 + (3-1).0,11) = 0,819 σ z µ z.σ = µ z.(σ p / µ p ) = 0,819.440/,459 = 146.54 kpa max. napětí koncetrované napětí v jílu je vyšší, než pevnost 5.c u = 100 kpa, tedy platí menší z obou hodnot maximální síla přenášená fiktivní buňkou P c = σ p.a p + σ z.(a A p ) = 440.0,50 + 100.(4,578 0,50) = 68,5 kn volíme stupeň bezpečnosti roven,0, tedy P = 68,5/,0 = 314, kn přípustná výška násypu H (jehož objemová tíha bude γ = 18,0 kn/m 3 ) γ.h.a = P H = P/(γ.A) = 314,/(18,0.4,578) = 3,80 m 64 (Masopust)

Příklad sedání podloží zlepšeného štěrkovými pilíři Násyp; γ = 18 kn.m -3 H1 = 3,8 m a) Vstupní údaje geometrie: rozteč pilířů s =,3 m, průměr pilířů D = 0,8 m délka pilířů L = 5,0 m (vetknutí do podložních štěrků t = 0,5 m) Platforma; γ = 16 kn.m-3 (Masopust) H = 0,5 m Jíl: e 0 =,0 C c =0,7 γ sat =0kN.m -3 c u = 0 kpa b) Materiálové vlastnosti: štěrkové pilíře φ s = 40 0 zákl. půda měkký jíl φ u = 0, c = 0 kpa c) Výpočet: náhradní plochy: a p = 0,907.(0,8/,3) = 0,11 přerozdělení napětí: µ z = 1/(1 + (3-1).0,11) = 0,819 σ = 3,8.18 + 0,5.16 = 76,4 kpa σ z = 0,819.76,4 = 6,6 kpa 65

Příklad sedání podloží zlepšeného štěrkovými pilíři Primární efektivní napětí v polovině vrstvy jílu: σ 0 =,5.(0-10) =,5 kpa Konsolidační sedání vrstvy jílu: s t = (0,7/(1+,0))x4,5xlog ((.5 + 6,6)/,5)) = 600 mm 66 (Masopust)

konzolidační sedání podloží násypu a) Doplněné zadání: - v podloží násypu je H = 0,6 m mocná drenážní štěrková vrstva (γ št =17,5 kn/m 3 ), nad ním násyp mocnosti H 1 =4,4 m (γ n =18,0 kn/m 3 ), - jíl zcela zvodnělý: měrná hmotnost ρ s =,75g/cm 3, číslo pórovitosti v pův. stavu e 0 =1,3, koeficient stlačitelnosti C c = 0,5 b) Původní geostatické napětí v polovině mocnosti stlačitelné vrstvy jílu: - pórovitost n=e 0 /(1+e 0 ) = 0,565 = 56,5 % - obj. tíha jílu pod vodou (plně sat.) : γ j = (1-0,565).(7,5-10) = 7,61 kn/m 3 - geostatické napětí v hl. 4,5/ =,5 m: σ 0 =,5.7,61 = 17,1 kpa c) Konzolidační sedání s t stlačitelné vrstvy zeminy o mocnosti H = 4,5 m: - zatížení na povrchu zlepšené zeminy σ = 4,4.18,0+0,6.17,5 = 89,7 kpa -s t = C c /(1+e 0 ).log ((σ 0 + σ)/σ 0 ) = 0,5/,3.log 6,39 = 0,173 m 67 (Masopust)

pokračování stanovení časového průběhu primární konzolidace a) Doplnění zadání: - koeficient konzolidace jílu: C v = 4.10-3 m /den (= 0,463 cm /s) - předpokládáme dále, že horizontální propustnost bude 3x větší, než vertikální propustnost, tedy k h /k v = 3, - voda může drénovat oběma směry (v hlavě i v patě) N = - koeficient konzolidace pro horizontální směr: C vr = C v.(k h /k v ) = 1.10-3 m /den - průměr náhradního pilíře D e =,415 m, mocnost stlač. vrstvy L = 4,5 m - redukovaný průměr drenáže D = D/5 = 0,8/5 = 0,16 m b) Stanovení stupně konzolidace za dobu t = 60 dní: - poměr n = D e /D =,415/0,16 = 15,09 - bezrozm. faktor T z = C v.t/(l/n) = 4.10-3.60/(4,5/) = 0,047 - bezrozm. faktor T r = C vr.t/d e = 1.10-3.60/,415 = 0,13 - z grafů pro T z = 0,047 U z = 0,18, pro T r =0,13 a n =15.U r = 0,78 - stupeň konzolidace U = 1 (1-U z ).(1-U r ) = 0,807 = 81 % - za dobu měsíce bude sednutí podloží násypu činit s 60 = 0,81.0,173 = 0,14 m 68 (Masopust)

Graf pro stanovení stupně konzolidace ve vertikálním směru 69 (Masopust)

Graf pro stanovení stupně konzolidace v radiálním směru 70 (Masopust)

Postup při p výpo Teorie: i výpočtu stability násyp (s n n ): Fiktivní pás (75 100 mm), který vyjadřuje vliv koncentrace napětí. Materiál v této oblasti je definován: γ 0 kn.m -3 ; c = 0 kpa; φ = 0 Fiktivní pás, který vyjadřuje vliv koncentrace napětí. Materiál v této Oblasti je definován: 71 γ = 0 kn.m -3 ; c = 0 kpa; φ = 0

Teorie: Postup při p i výpočtu stability- příklad: 9.1 φ = 8 c =.4 kpa γ = 18 kn.m -3 4.5 c u = 16.7kPa φ u = 0 γ sat = 0 kn.m -3 Únosné podloží φ = 4 c = 0 kpa γ = 19.7 kn.m -3 4.8 D=1.07m s = m 1.7 7

Teorie: Postup při p i výpočtu stability- příklad: Plocha nahrazení: a p = 0.907 ( 1.07 / ) = 0. 6 Přepočet na pás: Charakteristiky fiktivního pásu: (výška pásu zvolena T = 90 mm) µ p = 1+ µ z = 1+ výšky T i : πd 1.07 Ap 0.9 Ap = = π = 0.9m w = = = 0. 45m 4 s n ( n 1) 1 ( n 1) a a p p = 1+ 0.6 1 = 1+ 0.6 = 1.59 = 0.80 γ p = γ ( µ 1) z = p T γ H 1 1 ( µ 1) γ H 3 z T 1 = 547kNm 1 3 = 196kNm T1 = 90mm; T = 85mm; T3 = 81mm; T4 = 68mm; T5 = 63mm; T6 = 51mm; T7 = 46mm; T8 = 34mm; T9 = 9mm; T10 = 16mm; T11 = 1mm; 73

Teorie: Postup při p i výpočtu stability- příklad: 1 13 T T4 T T 7 T T 5 T 6 9 8 T 11 T 10 8 7 6 5 4 3 1 11 10 9 T 3 T 1 4 3 1 0 19 18 17 16 15 14 74

Teorie: Postup při p i výpočtu stability- příklad: Parametry jednotlivých zón: zóna1: zóna : γ = 18kNm γ = 0kNm zóna 3,5,7,9,11,13 : zóna 4,6,8,10,1 : 3 3 zóna14,16,18,0,,4 : zóna15,17,19,1,3 : c =.4kPa c = 0kPa γ = 196kNm γ = 547 Nm 3 3 γ = 0kNm γ = 19.7kNm φ = 0 3 φ = 8 3 c = 0kPa c = 0kPa φ = 0 φ = 0 c = 16.7kPa φ = c = 0kPa φ = 4 0 75

Postup při p výpo Teorie: i výpočtu stability sanace (bez n n ): Neuvažuje se faktorem koncentrace n n : Průměrné hodnoty γ c průr průr tan φ = γ průr p je li a p = c a = z γ + γ a p φ z a p z z tan φ = 0 p γ + γ a průr tan φ z z průr tan φ = a p z tan φ p 76