Zajištění stavební jámy podzemními stěnami

Vysoké učení technické v Brně Fakulta stavební Studentská vědecká a odborná činnost Akademický rok 2005/2006 Zajištění stavební jámy podzemními stěnami Jméno a příjmení studenta : Ročník, obor : Vedoucí práce : Ústav : Radek Benc 5KON1 Ing. Tomáš Komárek Ústav geotechniky

OBSAH: 1. Úvod str. 2 2. Geotechnické poměry str. 2 2.1. Morfologie str. 2 2.2. Prozkoumanost str. 3 2.3. Geologické poměry str. 3 2.4. Hydrogeologické poměry str. 4 3. Zhodnocení možností použití technologií spec. zakl. str. 4 3.1. Způsoby zajištění stavební jámy str. 4 3.2. Svahovaná stavební jáma str. 4 3.3. Záporové pažení (Berlínské pažení) str. 5 3.4. Pilotová stěna str. 5 3.5. Štětovnicová stěna str. 6 3.6. Podzemní Milánská stěna str. 6 3.7. Trysková injektáž str. 7 3.8. Vybraný způsob založení str. 7 4. Zhodnocení geotechnické kategorie str. 8 5. Specifikace podzemní stěny str. 8 6. Zemní kotvy str. 9 6.1. Zemní kotvy dočasné str. 9 6.2. Zemní kotvy trvalé str. 9 7. Předpoklady výpočtu str. 10 7.1. Materiál str. 10 8. Výpočet str. 11 8.1. Fáze budování konstrukce str. 11 8.2. Posouzení stability a deformace podzemní stěny str. 11 8.3. Posouzení vnitřní stability kotvené pažící konstrukce str. 12 8.4. Posouzení vnější stability str. 12 9. Vyztužení lamel str. 12 10. Posouzení kotev str. 13 10.1. Posouzení únosnosti pramenců str. 13 10.2. Posouzení únosnosti kořene kotvy str. 14 11. Závěr str. 14 12. Podklady, software, literatura str. 14 12.1. Podklady str. 14 12.2. Software str. 14 12.3. Literatura str. 15 PŘÍLOHY: Příloha 1 Maximální momenty v jednotlivých řezech Příloha 2 Výstupy GEO4 Příloha 3 Posouzení kotev

1. Úvod Hlavním úkolem práce je dle zadání navrhnout zajištění stavební jámy pro stavbu Justičního paláce v alternativách a pro vybranou alternativu vypracovat podrobný statický výpočet, prováděcí výkresy a navrhnout technologii výstavby. Staveniště se nachází v údolní nivě, na pravém břehu řeky Svratky, v prostoru mezi Heršpickou a Renneskou ulicí, severovýchodně od areálu tiskařského závodu v severozápadní části Brna. Justiční areál se sestává ze dvou objektů. První objekt SO 201 je objekt Soudy, druhý objekt SO 202 je objekt Státní zastupitelství. Předmětem diplomové práce je vyřešit zajištění stavební jámy pro objekt SO 201 Soudy, který bude napojen na objekt SO 202. Stavba obou objektů bude probíhat současně a jejich stavební jámy budou navzájem spojeny. Stavební jámy pro objekt SO 201 jsou půdorysných rozměrů cca 80 x 85 m. Objekt má šest nadzemních podlaží, osazenými na úrovni ±0 = 203, 50 m n.m.,dále budou vybudovány dvě podzemní podlaží zasahující 6,6 až 6,9 m pod úroveň ±0. V přímém sousedství stavební jámy se nenacházejí žádné stávající budovy. Nejbližším stávajícím stavebním objektem je budova Brněnských komunikací vzdálená od hrany podzemní stěny v nejbližším místě cca 13m, což je přibližně dvojnásobek projektované hloubky stavební jámy. 2. Geotechnické poměry 2.1. Morfologie Zájmovým územím je severní okrajová část karpatské čelní hlubiny, vyplněné neogenními sedimenty. Staveniště se nachází v údolní nivě, na pravém břehu řeky Svratky, v prostoru mezi Heršpickou a Renneskou ulicí, severovýchodně od areálu tiskařského závodu v severozápadní části Brna. Povrch terénu je rovinný, má v převážné části zájmového prostoru charakter zpevněných plocha s asfaltovým povrchem a nachází se na úrovni kót cca 203 až 203,5 m n.m. Pouze u jihovýchodního okraje zájmového prostoru klesá nezpevněný povrch území na kótu 201,5 m n.m. Úroveň původního terénu byla zřejmě podmíněna meandrujícím starým říčním korytem, které bylo postupně zavezeno různorodými navážkami, tvořenými směsí hlíny, stavebního rumu a štěrku, lokálně s příměsí škváry, odpovídajícími zrnitostním složením tř. F3 MSY až G4 GMY. Pod zpevněným asfaltovým povrchem byly většinou zastiženy zahliněné štěrky a štěrkodrť. Podle provedených sond je prakticky celé staveniště tvořeno navážkami o mocnosti 4 až 9 m, po úroveň kóty 194,4 m n.m. 2

2.2. Prozkoumanost Na lokalitě byl proveden podrobný inženýrsko-geologický průzkum pro Justiční areál v Brně firmou Centroprojekt a.s.. K vyhodnocení IG a HG poměrů bylo přímo v půdoryse navržených objektů provedeno 10 jádrových vrtů hloubky do 21 m a 7 penetračních sond hloubky do 14 m pod terénem. Všechny sondy byly ukončeny v pevných až tvrdých podložních jílech, respektive v ulehlých písčitých neogenních sedimentech. Hloubení průzkumných vrtů bylo provedeno technologií jádrového vrtání, průměrem 156 mm. Penetrační sondy byly provedeny dynamickou soupravou typu UNIGEO Rýmařov. Polní etapa průzkumných prací proběhla v období 18. 10. až 1. 11. 2005. V okolí se nachází několik starších sond zpracovaných ve zprávě Geotestu Brno z roku 1984, Centroprojektu z roku 1990 a archivní zprávy od Ing. Milana Matouška z roku 2001. 2.3. Geologické poměry Podloží fluviálních kvartérních sedimentů řeky Svratky tvoří souvrství pevných jílů až tvrdých, převážně vápnitých jílů se střední až vysokou plasticitou tř. F6 CI až F8 CH, místy s přechody do prachovitých až písčitých jílů tř. F4 CS. Povrch neogenních sedimentů byl provedenými sondami ověřen v hloubkách od 7,5 do 10,9 m pod terénem, v rozmezí kót 192,5 až 194 m n.m U jihovýchodního a severovýchodního okraje staveniště byly v podloží fluviálních štěrků, v rozmezí od kóty 194 po kótu 189 m n.m. zastiženy ulehlé písky tř. S3 S-F, o celkové mocnosti kolem 2,5 m. Pevné, respektive pevné až tvrdé jíly byly ověřeny u jihovýchodního okraje zájmového prostoru až po kótu 181,5 m n.m. V prostoru údolního dna jsou podložní jíly překryty slabě zahliněnými, nanejvýš středně ulehlými fluviálními štěrky, převážně tř. G3 G-F, při vyšším podílu hrubších valounů až tř. G2 GP. Povrch bazálního souvrství fluviálních sedimentů údolního dna je značně zvlněný, podmíněný zřejmě průběhem starého koryta a nachází se v hloubce kolem 6,5 až 7 m pod terénem, na úrovni kóty v severní části staveniště, s ověřeným povrchem okolními sondami v hloubkách od cca 4 do 7 m pod terénem, na úrovni kót 196 až 197 m n.m. Celková mocnost štěrkovitých sedimentů údolní nivy Svratky na pravém břehu regulovaného říčního koryta dosahuje 1,5 m do 4 m. Lokálně (V-8) byly zřejmě štěrky odstraněny erozní činností řeky v celé mocnosti a navážky zasahují až k povrchu neogenních jílů (V-8). Svrchní souvrství kvartérních sedimentů je tvořeno prachovitými a písčitými povodňovými hlínami, tuhé až měkké konzistence, nad hladinou podzemní vody při nenasyceném stavu konzistence tuhé až pevné, tř. F6 CI až F3 MS, při bázi s přechodným souvrstvím písků tř. S3 S-F. Celková mocnost svrchních hlinitých sedimentů dosahuje u severozápadního okraje staveniště kolem 2 m. V převážné části staveniště ovšem nebyly pokryvné hlíny sondami ověřeny a navážky zasahují až ke zvlněnému povrchu štěrků. 3

2.4. Hydrogeologické poměry Podzemní voda je vázaná na bazální štěrkovité sedimenty údolní nivy Svratky a nepravidelné písčité polohy v souvrství neogenních sedimentů. Za průměrných vodních stavů se hladina podzemní vody nachází v hloubce 6,5 až 7 m pod terénem, na úrovni kóty 196,9 až 196,2 m n.m., s mírným spádem ke korytu Svratky. V jarních měsících a za vysokých vodních stavů po intenzivních srážkách je ovšem nutné počítat se zvýšením hladiny podzemní vody min. o 1,5 m nad úroveň z období sondáže, při průtocích odpovídajících Q 100 až po úroveň kóty 200,9 m n.m. Podle výsledků provedených chemických rozborů vykazuje podzemní voda v místě výskytu velké mocnosti navážek vysokou až abnormálně vysokou tvrdost, mírně kyselou až mírně zásaditou reakci, lokálně mírně zvýšený obsah síranů a abnormálně vysoký obsah chloridů. U většiny odebraných vzorků vody nebyla zjištěna přítomnost agresivního CO 2 na beton. 3. Zhodnocení možností použití technologií speciálního zakládání 3.1. Způsoby zajištění stavební jámy Pro zhotovení základů konstrukce je nutné navrhnout vhodnou stavební jámu. V jámě musí být zaručený dostatečný prostor pro zhotovení budoucích základů, nosné konstrukce a všech dalších prací s tímto spojených. Stavební jáma musí zabezpečit stabilitu okolního území, okolních staveb a inženýrských sítí v jejím okolí. Pro zajištění stavební jámy se používají následující metody: svahované stavební jámy záporové pažení pilotová stěna štětovnicová stěna podzemní Milánská stěna trysková injektáž 3.2. Svahovaná stavební jáma Svahovaná stavební jáma se navrhuje v podmínkách, kde můžeme zajistit co dostatečný sklon svahů a máme volný prostor bez podzemních sítí a zástavby v okolí stavební jámy. Sklon svahů je závislý na geologii zájmového území a volí se co nejstrmější. Počítáme, že stavební jámy budou otevřeny jen krátce, proto jejich svahy mohou být strmější než u trvalých zemních staveb. Svahované stavební jámy vychází výhodně z ekonomického hlediska. 4

Půdorysný tvar stavební jámy se volí podle tvaru budoucí konstrukce s tím, že musíme počítat s pracovním prostorem po obvodu jámy šířky nejméně 0,8 m. Svahované stavební jámy jsou prakticky nepoužitelné v městské zástavbě u hlubokých stavebních jam, kde nemáme dostatek prostoru. Metoda svahované stavební jámy je pro stavební jámu Justičního areálu nevhodná. Pro tuto metodu není dostatek prostoru a není realizovatelná pro zvýšenou hladinu podzemní vody. 3.3. Záporové pažení (Berlínské pažení) Záporové pažení je souvislá pažící stěna, vytvořená pomocí svislých nosných prvků a výdřevy. Svislé nosné prvky jsou tvořeny ocelovými profily tvaru I, HEB, dvojicí U profilů. Profily jsou do země vpravovány beraněním, vibrováním, nebo do vrtů. Beranění a vibrování je nevhodné v městské zástavbě, kde negativně působí na okolní zástavbu. Při ukládání do vrtů se část pode dnem stavební jámy po osazení nosníků zalije hubeným betonem a zbytek zasype zeminou. Výdřeva je tvořena dřevěnými hranoly, lze použít také dřevěné polštáře, nebo kulatinu. Výhodou pažení je možnost rozebrání a opětovného použití. Pažení je nutné v každém stadiu doplnění výdřevy aktivovat. To se provádí pomocí dosypávání zeminy za pažení a jejím hutnění. Půdorys stavební jámy se zřizuje podle tvaru budoucí konstrukce. Pokud počítáme s tím, že pažení bude zároveň sloužit jako trvalé bednění, tak kopíruje obrys objektu. Pokud bude pažení plnit pouze funkci pažící, je nutné po obvodu zřídit pracovní prostor minimálně 0,8 m. U tohoto pažení nepočítáme s tím, že by plnilo funkci těsnící. Proto musíme počítat s trvalým přítokem vody do stavební jámy, pokud se stavební jáma nachází pod hladinou podzemní vody. Důležité je zhodnotit, jestli je množství vody přitékající do stavební jámy čerpatelné (do 100 l/sec). Tato metoda je ekonomicky nejvýhodnější, vzhledem k dnešním možnostem speciálního zakládání. Metoda záporového pažení je pro stavební jámu Justičního areálu nevhodná z hlediska hladiny podzemní vody, která zasahuje nad základovou spáru. Tato stěna navíc nemůže sloužit jako konstrukční. 3.4. Pilotová stěna Pilotovou stěnu lze vytvořit jako souvislou pažící konstrukci. Používá se k zachycení větších zemních tlaků, nevyžaduje tak náročné konstrukční úpravy pro zajištění stability. Stěny se většinou zhotovují z velkoprůměrových vrtaných pilot. Je velmi vhodná do podmínek, kde potřebujeme zachytit účinky od působení podzemní vody. Lze ji využít i jako nosnou konstrukci pro budoucí objekt. Pilotové stěny jsou výhodné z hlediska používání ocelových pažnic při pažení vrtů, čímž odpadá problematické pažení pomocí bentonitové suspenze. 5

Převrtávaná pilotová stěna je jedna z možných alternativ pro zajištění stavební jámy Justičního areálu. Splňuje konstrukční i těsnící funkci. Problém může vzniknout z hlediska těsnosti množství spár mezi pilotami. 3.5. Štětovnicová stěna Štětovnicové stěny vytváří souvislé pažící stěny. Zhotovují se beraněním, vibroberaněním tuhých pažících prvků do podloží. Štětovnice se dají po založení objektu vytáhnout a znovu použít. Tyto stěny splňují podmínku těsnící konstrukce. Zachycují hydrostatický tlak a umožňují vodotěsné uzavření stavební jámy. Jejich nevýhodou jsou otřesy při beranění, které mají negativní vliv na okolní zástavbu. Limitující jsou i geologické podmínky (výskyt větších balvanů, organických zbytků, starších konstrukcí). V minulosti se za pažící prvky používali dřevěné nebo železobetonové štětovnice. V dnešní době se používají typu Larsen, což jsou ocelové válcované profily. Lze z nich vytvořit libovolný tvar stavební jámy. Trvanlivost štětovnic závisí na prostředí v nichž jsou uloženy. Musíme počítat s pracovním prostorem po obvodu stavební jámy minimálně 0,8 m. Štětovnicová stěna je pro stavební jámu Justičního areálu nevhodná. Splňuje sice funkci těsnící, ale nelze ji použít jako konstrukční stěnu pro budoucí stavbu. 3.6. Podzemní Milánská stěna Podzemní stěny vytváří souvislou stěnu, která plní funkci pažící i těsnící. Navíc jsou schopné přenést zatížení horní stavby, proto jsou výhodné jako nosná konstrukce podzemní části objektu. Nevýhodou je používání bentonitové pažící suspenze pro pažení rýh, což způsobuje vyšší ekologickou zátěž. Monolitická podzemní stěna se zhotovuje po jednotlivých částech lamelách. Pod ochranou pažící suspenze se vyhloubí stavební rýha. Délka lamely se volí podle typu drapáku a geologii území. Pažící suspenze zajišťuje stabilitu stěn rýhy před vybetonováním lamel. Jako pažící suspenze se používá bentonit, který se v průběhu hloubení a betonování podle potřeby přidává nebo odebírá. Použitý bentonit se recykluje a znovu používá. Podle způsobu provedení rozeznáváme dva typy podzemních stěn: prefabrikované jedná se o předem zhotovené dílce, které se osazují do vyhloubené rýhy. Výhodou těchto stěn je oproti monolitickým odstranění betonáže ve stavební jámě, které mohou způsobit nekvalitní místa na podzemní stěně. Nevýhodou je doprava dlouhých dílců na staveniště a velké ekonomické náklady. monolitické do pažené rýhy se zasune armokoš a stěna se vybetonuje. 6

Podzemní Milánská stěna je vhodná metoda pro zajištění stavební jámy Justičního areálu. Splňuje konstrukční i těsnící funkci. Z typů podzemních stěn je výhodnější monolitická podzemní stěna. Prefabrikované dílce by byly velkých rozměrů, což by způsobilo jejich problematickou dopravu na staveniště. U prefabrikovaných dílců je problematičtější utěsnit styk mezi dílci než u monolitických lamel. 3.7. Trysková injektáž Trysková injektáž vytváří souvislou stěnu ze zlepšené zeminy. Princip spočívá v smísení zeminy s cementačním pojivem. Toto se zajistí rozrušením zeminy v okolí vrtu vysokou mechanickou energií a jejím částečném nahrazení cementovým pojivem. Trysková injektáž plní i těsnící funkci. Podle způsobu provádění se dělí na: jednofázový systém rozrušování zeminy se děje pouze pomocí paprsku cementové suspenze. dvojfázový systém vzduchový rozrušování zeminy se děje pomocí paprsku cementové suspenze podporovaným stlačeným vzduchem jakožto druhého média. Stlačený vzduch obaluje částečky cementové suspenze, což způsobuje větší průraznost paprsku. dvojfázový systém vodní rozrušování zeminy se děje za pomocí vysokotlakého paprsku vody. Po ní nastává zpevnění pomocí odděleného paprsku cementové suspenze. trojfázový systém rozrušování zeminy se děje pomocí vysokotlakého paprsku vody podporovaného stlačeným vzduchem. Po ní nastává zpevnění pomocí odděleného paprsku cementové suspenze. Trysková injektáž je pro stavební jámu Justičního areálu nevhodná. Byla by obtížně realizovatelná v jílech, které se vyskytují na staveništi a dále je to její velká ekonomická zátěž pro stavbu. 3.8. Vybraný způsob založení Vzhledem k zadaným požadavkům a geologii jsem vybral jako nejvhodnější metodu monolitických podzemních Milánských stěn. Tato metoda splní funkci pažící. Vzhledem k výšce hladiny podzemní vody, která zasahuje nad základovou spáru je požadována těsnící konstrukce. Při dostatečném vetknutí podzemní stěny do nepropustného podloží se stavební jáma částečně vodotěsně uzavře, což zmenší objemy problematického čerpaní vody a její odvod v městské zástavbě. Stěnu lze využít jako konstrukční obvodovou stěnu pro budoucí nosnou konstrukci. Vzhledem k hloubce stavební jámy bude podzemní stěna volena jako kotvená v jedné úrovni dočasnými kotvami. Budoucí rozepření zajistí vodorovné nosné konstrukce objektu. 7

Vzhledem k výskytu hladiny podzemní vody nad úrovní základové spáry je nutné čerpání vody 0,5 m pod dolní líc výkopových úrovní. Čerpání je efektivní až po uzavření stavební jámy podzemními stěnami a bude provedeno pomocí čerpacích studní. 4. Zhodnocení geotechnické kategorie Vzhledem k možnosti, že hladina podzemní vody může vystoupat nad dno stavební jámy klasifikuji základové podmínky jako složité. Stavba Justičního areálu v Brně je klasifikována také jako složitá. Proto stavbu zařazuji do 3. geotechnické kategorie. V inženýrsko-geologickém průzkumu jsou uvedeny pouze směrné normové charakteristiky, se kterými jsem počítal ve výpočtu. Pro tuto kategorii je nutné parametry zemin do výpočtu určit z laboratorních zkoušek. Proto je nutné provést odběry z jednotlivých vrstev zemin, laboratorně určit jejich parametry a s těmito vstupovat do výpočtu. 5. Specifikace podzemní stěny Navržená podzemní stěna slouží jako pažící a těsnící konstrukce po dobu výkopů stavební jámy na úroveň základové spáry budoucího objektu. Zároveň bude sloužit jako konstrukční v budoucím objektu. Podzemní stěna byla navržena jako dočasně kotvená (životnost do 2 let) pramencovými zemními kotvami. Po vybetonování stropních rozpěrných desek a svislých stěn výtahových šachet budou dočasné kotvy odstraněny a rozpěrnou funkci převezmou tyto konstrukce. Výjimku tvoří oblasti schodišťových šachet, kde není možno rozepřít stěny vodorovnými konstrukcemi. V tomto místě jsou navrženy trvalé pramencové kotvy. Konstrukce je vetknutá do neogenních jílů min. 2m pro zajištění vodotěsnosti. Tloušťka podzemní stěny byla zvolena vzhledem k technologii hloubení drapákováním 600 mm. Stěna bude sestavena z vyztužených lamel šířky 1800 6600 mm, dlouhých 12,0 až 15,5 m. Konstrukce bude zřízena metodou drapákování. V okolní blízkosti se nenacházejí žádné objekty, které by mohli ovlivnit konstrukci podzemní stěny. Nejbližším stávajícím stavebním objektem je budova Brněnských komunikací vzdálená od hrany podzemní stěny v nejbližším místě cca 13m, což je přibližně dvojnásobek projektované hloubky stavební jámy. Technologie: Předpokládá se zhotovení podzemní stěny pomocí technologie drapákování v šířce 600mm. Při tvorbě projektu byla provedena lamelizace standardním drapákem délky 2800mm. Použití tzv. dlouhého drapáku (např. dl. 4200mm) není pro daný projekt vhodné, neboť by pomocí takového nebylo 8

možné kopírovat složitý obvod stavební jámy, obzvláště pak v zakřivených úsecích. Podzemní stěna bude provedena jako železobetonová monolitická pomocí betonáže pod pažící suspenzi. Dále se předpokládá stykování konců lamel pomocí ocelových STOPEND profilů s těsnícími gumovými WATERSTOP pásy. Těsnící pásy musí vyhovět na daný přetlak vody (pro extrémní případ Q 100 se jedná o 4,5m). V místě dilatace musí mít použité pásy stejnou možnost protažení jako těsnící pásy dilatačních spár základové desky. Lamelizace podzemní stěny musí být navržena tak, aby styk lamel vycházel vždy přesně do místa dilatační spáry nosné konstrukce stavby. Použitá technologie pro zhotovení podzemních stěn včetně výplachového hospodářství, kontroly kvality a regenerace bentonitové suspenze, vyztužování a betonáže musí splňovat požadavky ČSN EN 1538 Provádění speciálních geotechnických prací Podzemní stěny. Z hlediska technologie podzemních stěn je nutné předem připravit tzv. vodící zídky. Vodící zídky jsou navrženy bezpečně ve tvaru úhlových stěn 1200mm (výška) x 700mm (podstava) o tloušťce stěny 200mm z betonu C12/15 konstrukčně vyztuženého. Hlava vodících zídek je volena shodná v celé ploše staveniště na úrovni +/-0,000, což je výhodné z hlediska stavební logistiky a odměřování délek a výšek při provádění. 6. Zemní kotvy 6.1. Zemní kotvy dočasné dočasné předpjaté pramencové zemní kotvy tělo kotvy 4xLp15,5/1800 a 6xLp15,5/1800 celková délka kotvy 14 21,5 m délka kořene kotvy 6 11 m sklon vrtání 30 a 45 předepnutí silou 200 300 kn, následné dopnutí silou 500 600 kn dočasné kotvy bez antikorozní úpravy s životností do 2 let vrtání pod HPV v nesoudržných zeminách lze očekávat nutnost použití paženého vrtu průměru 133mm injektáž kořene bude provedena vzestupně po etážích dl. 1000mm ve volné délce pramence separovány PE trubkou pro zajištění prokluzu kotvy osazeny do vrtu vyplněného cementovou zálivkou vrtání přes ocelové průchodky v podzemní stěně 6.2. Zemní kotvy trvalé trvalé předpjaté pramencové zemní kotvy tělo kotvy 4xLp15,5/1800 a 6xLp15,5/1800 celková délka kotvy 16 18 m délka kořene kotvy 8 10 m 9

sklon vrtání 30 předepnutí silou 200 250 kn, následné dopnutí silou 500 600 kn kotvy umístěny v místech schodišť, kde není možné provést rozepření podzemní stěny stropy budoucího objektu vrtání pod HPV v nesoudržných zeminách lze očekávat nutnost použití paženého vrtu průměru 156mm injektáž kořene bude provedena vzestupně po etážích dl. 1000mm kotva chráněna po celé délce žebrovanou PE trubkou vyplněnou cementovou zálivkou ve volné délce pramence separovány PE trubkou pro zajištění prokluzu v místech možného kontaktu vodivých částí kotvy s konstrukcí podzemní stěny je nutno vložit pryžovou podložku proti zamezení vzniku bludných proudů v kotvě kotvy osazeny do vrtu vyplněného cementovou zálivkou vrtání přes ocelové průchodky v podzemní stěně kotevní hlava musí být chráněna kovovým víkem z pozinkovaného plechu tl. 3mm vyplněného pružnou antikorozní hmotou 7. Předpoklady výpočtu Parametry zemin byly pro jednotlivé geotechnické typy zadány dle doporučení závěrečné zprávy IG průzkumu Ve výpočtu byla uvažována zvýšená hladina podzemní vody o 1,5 m na úrovni přibližně -5,0 m pod povrchem oproti standardním -6,5 m v důsledku např. jarního tání, vydatných dešťů. Ve výpočtu definitivního stadia byla uvažována hladina podzemní vody na úrovni stoleté vody Q100, tj. -2,5 m. Ve výpočtu je uvažováno se zahloubením paty podzemní stěny do nepropustného podloží, tudíž se neuvažuje proudění vody pod patou. Úroveň hladiny podzemní vody uvnitř stavební jámy byla uvažována 1m pod úroveň výkopu. Přitížení okolního terénu bylo uvažováno celoplošné ve výši 10 kn/m 2 pro všechny fáze výstavby. Jestliže nastane stoletá voda v některé fázi výstavby je nutné zakázat provoz za korunou stavební jámy a jestliže by vznikaly nadměrné deformace, nebo by byla ohrožena stabilita podzemních stěn je možné stavební jámu dočasně zatopit. Vzhledem k použití bentonitové pažící suspenze při výstavbě podzemních stěn bylo tření mezi betonem a zeminou uvažováno nulové. Redukce parametrů zemin podle ČSN 73 0037 7.1. Materiál (dle ČSN EN 206-1) Beton C25/30 (XC2, XD2, XA2) konzistence S3, sednutí kužele 180 210 mm 10

obsah cementu 400 kg/m 3 Ocel 10505 (R) Pramence Lp15,5/1800 8. Výpočet 8.1. Fáze budování konstrukce Vzhledem k hloubce stavební jámy a kotvení byla na vržena a posuzována jednotlivá stadia hloubení stavební jámy a jejich vliv na vnitřní síly a stabilitu podzemní stěny. 1. fáze: Hloubení stavební jámy na první výkopovou úroveň -3,500 = 199,83 m n.m. 2. fáze: Zhotovení kotev na první kotevní úrovni a jejich předepnutí 3. fáze: Prohloubení stavební jámy na druhou výkopovou úroveň -5,080 = 198,25 m n.m. 4. fáze: Dopnutí kotev zhotovených na první kotevní úrovni, zhotovení kotev na 2. a 4. kotevní úrovni a jejich předepnutí 5. fáze: Výkop na definitivní úroveň 6. fáze: Definitivní rozepření stropy V místech výtahových šachet je nutné prohloubit stavební jámu. Proto jsou v těchto místech ještě následující 2 fáze: 6. fáze: Zhotovení a předepnutí kotev na 3. kotevní úrovni 7. fáze: Výkop na konečnou úroveň v oblasti výtahových šachet 8. fáze: Definitivní rozepření stropy Konstrukce byla vzhledem k proměnné geologii, hlavě podzemní stěny a jiným úrovním rozepření budoucími vodorovnými konstrukcemi posuzována ve 22 řezech, které by měli pokrýt všechny tyto měnící se podmínky. 8.2. Posouzení stability a deformace podzemní stěny Stabilita a maximální deformace byly posouzeny pomocí softwaru FINE GEO4, Pažení posudek Dimenzační veličiny pro jednotlivé řezy a fáze výstavby jsou uvedeny v příloze 1 Maximální momenty v jednotlivých řezech, výstupy rozhodujících řezů jsou uvedeny v příloze 2 Výstupy GEO4. Podzemní stěna je navržena tak, aby zasahovala min. 2 m do nepropustného podloží a hlouběji, pokud to vyžaduje stabilita podzemní stěny. Maximální deformace byla stanovena na 20 mm a nebylo jí dosaženo v žádném posuzovaném řezu. Program pažení posudek počítá pomocí metody závislých tlaků, zatížení konstrukce zemním tlakem odpovídá deformaci konstrukce. Výpočet respektuje jednotlivé fáze výstavby včetně postupného vývoje deformací. 11

8.3. Posouzení vnitřní stability kotvené pažící konstrukce Vnitřní stabilita byla posouzena v programu GEO4 Pažení posudek, vnitřní stabilita. Všechny kotvy byly navrženy v takovém sklonu, tak dlouhé a takovým předpětím, aby byl minimální stupeň vnitřní stability 1,5. Posouzení bylo provedeno v každé fázi výstavby, kde se počítá s kotvami. V žádném z posuzovaných řezů stupeň vnitřní stability neklesl pod 1,5. Vnitřní stabilita kotevního systému pažící konstrukce se posuzuje pro každou vrstvu kotev zvlášť. Posudek se provádí tak, že se zjišťuje síla v kotvě, která uvede do rovnováhy soustavu sil působící na blok zeminy, vytknutý pažící konstrukcí, povrchem terénu, spojnicí paty pažící konstrukce se středem kořene kotvy a svislicí mezi středem kořene kotvy a povrchem terénu. Výpočet se provádí pro běžný metr pažící konstrukce. Síly v kotvách jsou přepočítávány podle svých vzdáleností v jednotlivých vrstvách (GEO4 Teoretická příručka). 8.4. Posouzení vnější stability Posouzení vnější stability bylo provedeno v programu GEO4 Pažení posudek, Vnější stabilita (Stabilita pažení posudek). Stabilita byla posouzena pro konečnou fázi výkopů s kotvami (fáze 5, u výtahových šachet fáze 7), a pro fázi rozepření stropy (fáze 6, u výtahových šachet fáze 8), ve stadiích s nejhlubšími výkopy. Výpočet byl proveden pomocí optimalizované kruhové smykové plochy za určení stupně stability podle Bishopa a Pettersona. V žádném z posuzovaných řezů nebyl překročen minimální stupeň stability podle Bishopa F s = 1,5 a Pettersona F s = 1,3. 9. Vyztužení lamel Vyztužení lamel bylo navrženo v programu NEXIS 32, rel 3.4, ŽLB průřez. Posudek proveden dle ČSN 73 1201 Navrhování betonových konstrukcí. Stadia výpočtu: Zatížení jsou uvedena na 1 běžný metr Maximální ohybový moment -425,0 knm, normálová síla 0 kn Maximální ohybový moment -425,0 knm, normálová síla -400 kn Maximální ohybový moment 267,0 knm, normálová síla 0 kn Maximální ohybový moment 267,0 knm, normálová síla -400 kn Normálová síla od zatížení budoucí konstrukcí nebyla od statika vrchní stavby k dispozici. Proto byla odhadnuta vzhledem k počtu podlaží a charakteru budovy na 400 kn. Ohybový moment byl stanoven jako nejvyšší a nejnižší hodnota z programu GEO4 Pažení posudek z výpočtu v kapitole 6.2., dále viz 12

příloha 1 Maximální momenty v jednotlivých řezech. Záporný ohybový moment způsobuje tah na vnitřní straně konstrukce, tj. na straně do stavební jámy, kladný na vnější straně. Výztuž byla navržena na 1. mezní stav únosnosti a 2. mezní stav vzniku trhlin. Maximální přípustná šířka trhlin vzhledem k vodotěsnosti byla 0,2 mm, což nebylo v žádném z posuzovaných stadií překročeno. Navržená výztuž: hlavní nosná výztuž: vnitřní povrch ø 20 á 100 mm, 10 505 (R) vnější povrch ø 18 á 100 mm, 10 505 (R) rozdělovací výztuž: oba povrchy ø 12 á 120 mm, 10 505 (R) 10. Posouzení kotev Posouzení jednotlivých kotev je uvedeno v příloze 3 Posouzení kotev. 10.1. Posouzení únosnosti pramenců Únosnost pramenců byla posuzována na mezní sílu z výsledků programu GEO4 Pažení posudek. Pro kotvy byly zvoleny pramence Lp 15,5/1800 v počtu stanoveném podle maximální síly v kotvě. Stanovení únosnosti kotevního pramence Lp 15,5/1800 Materiálové charakteristiky: - průměr: d = 15,5mm - průřezová plocha: A = 141,5 10-6 m 2 - napětí na mezi pevnosti: f m = 1800 MPa - napětí na mezi 0,1: f s = 1620 MPa součinitel spolehlivosti: γ tk = 1,15 Výpočet mezní síly na 1 pramenec: f tk = f s / γ tk = 1620 / 1,15 = 1408,7 MPa - Normová únosnost 1 pramence R tk = A f tk = 141,5 10-6 1408,7 10 3 R tk = 199,3 kn - Návrhová únosnost 1 pramence R d1 = R tk / 1,35 = 199,3 / 1,35 R d1 = 147 kn Návrhové únosnosti pramenců: 3 x Lp 15,5/1800 R d3 = R d1 3 = 147 3 = 441 kn 4 x Lp 15,5/1800 R d4 = R d1 4 = 147 4 = 588 kn 13

6 x Lp 15,5/1800 R d6 = R d1 6 = 147 6 = 882 kn Posouzení únosnosti a počet kotevních pramenců pro jednotlivé kotvy je uveden v příloze 3 Posouzení kotev. 10.2. Posouzení únosnosti kořene kotvy Posouzení bylo provedeno pro maximální sílu v kotvách podle výsledků z výpočtu podzemní stěny programem GEO4 Pažení posudek. Kotvy navrženy pomocí tabulky doporučených parametru kořenových kotev, kde byla pro každou vrstvu stanovena mezní síla na 1 běžný metr. Posouzení únosnosti kořene pro jednotlivé kotvy je uveden v příloze 3 Posouzení kotev. 11. Závěr Výztuž podzemní stěny byla navržena na 1. mezní stav únosnosti, 2. mezní stav rozevření trhlin na nejvyšší moment ze všech fází výstavby a nejvyšší moment s normálovým napětím v konečné fázi na obou površích (vnitřní, vnější). Konstrukce byla posouzena na celkovou stabilitu, vnitřní stabilitu a vnější stabilitu konstrukce. Kotvy byly navrženy na únosnost kořene a únosnost táhla. Konstrukce, jak je navržena vyhovuje všem kritériím a splňuje požadavky spolehlivosti na 1. mezní stav a 2. mezní stav. Pro spolehlivé fungování konstrukce je nutné dodržet všechny technologické postupy, geometrie a materiály uvedené ve statickém výpočtu a projektové dokumentaci. 12. Podklady, software, literatura 12.1. Podklady Justiční areál v Brně, podrobný IG průzkum, Centroprojekt a.s., listopad 2005 Architektonicko-stavební část projektu ve stupni DÚR, Centroprojekt a.s., v digitálním (DWG) formátu Architektonicko-stavební část projektu ve stupni DSP, Centroprojekt a.s., v digitálním (DWG) formátu, přebíráno průběžně 10/2005 až 01/2006 12.2. Software FINE GEO4 Pažení posudek SCIA NEXIS 3.2, rel 3.40 AutoCAD 2005 MS Word 14

MS Excel 12.3. Literatura TECHNICKÉ NORMY: ČSN 73 0035 Zatížení stavebních konstrukcí ČSN 73 0037 Zemní tlak na stavební konstrukce ČSN 73 1001 Základová půda pod plošnými základy ČSN 73 1201 Navrhování betonových konstrukcí ČSN 73 1204 navrhování betonových konstrukcí působících ve dvou směrech ČSN EN 1997-1 Navrhování geotechnických konstrukcí Obecná pravidla ČSN 73 1214 Betonové konstrukce, Základní ustanovení pro navrhování ochrany proti korozi ČSN 73 1215 Betonové konstrukce, Klasifikace agresivních prostředí ČSN ISO 9690 Klasifikace podmínek vnějšího prostředí působícího na beton a vyztužené konstrukce ČSN EN 206-1 Beton část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda ON 73 1008 Předpjaté kotvy v horninách ČSN EN 1537 Provádění speciálních geotechnických prací Injektované horninové kotvy ČSN EN 1538 Provádění speciálních geotechnických prací Podzemní stěny LITERATURA: 1. Doc. Ing. Jan Masopust, CSc. Speciální zakládání staveb 1. díl, Brno: CERM. 2004. ISBN 80-214-2770-1 2. Doc. Ing. Jan Masopust, CSc. Vrtané piloty, Čeněk a Ježek. 1994 3. Doc. Ing. Kamila Weiglová, CSc., Ing. Věra Glisníková, CSc., Doc. Ing. Jan Masopust, CSc. Mechanika zemin a zakládání staveb, Brno: CERM. 2003. ISBN 80-214-2376 TECHNOLOGICKÉ LISTY: BAUER MACHINEN Hydraulic Diaphragm Wall Grab Technical Specifications BAUER MACHINEN Diaphragm Wall Hydraulic Grab System Equipment and Construction Procedure SM7 Předpínací systémy Dywidag 15

Studentská vědecká a odborná činnost květen 2006 Příloha 1 - Maximální momenty v jednotlivých řezech [knm/m] fáze maxima řez povrch 1.úrove1.kotva 2.úrovedopnutí 3.úrove2.kotva 4.úroveňstropy vnitřní vnější vnitřní 0,0 30,8 78,1 202,7 425,0 - - 302,2 425,0 1-1 vnější 202,9 45,2 35,5 51,2 64,0 - - 0,0 202,9 vnitřní 0,0 0,0 53,7 107,9 367,0 - - 284,8 367,0 2-2 vnější 201,4 33,5 68,7 52,0 28,9 - - 0,0 201,4 vnitřní 0,0 0,7 57,5 146,3 305,2 - - 280,5 305,2 3-3 vnější 152,0 23,7 83,2 26,9 24,2 - - 0,0 152,0 vnitřní 0,0 1,0 42,7 152,5 276,0 - - 255,0 276,0 4-4 vnější 131,4 23,7 72,7 25,7 28,9 - - 0,0 131,4 vnitřní 0,0 3,0 22,4 87,9 258,6 - - 0,0 258,6 5-5 vnější 177,5 28,5 115,9 30,8 18,3 - - 131,1 177,5 vnitřní 0,0 13,0 47,9 125,7 312,2 - - 226,6 312,2 6-6 vnější 173,1 27,6 36,8 30,5 28,5 - - 0,0 173,1 vnitřní 2,8 12,1 46,5 125,3 268,0 - - 253,1 268,0 7-7 vnější 165,6 27,6 30,8 30,2 29,3 - - 0,0 165,6 vnitřní 0,8 5,0 0,0 52,9 261,8 - - 206,5 261,8 8-8 vnější 254,8 45,2 128,4 75,4 52,9 - - 0,0 254,8 vnitřní 16,7 10,4 8,2 68,8 255,3 74,9 358,0 222,4 358,0 9-9 vnější 243,6 60,4 136,4 72,4 55,4 74,5 95,9 126,5 243,6 vnitřní 0,0 0,7 0,0 73,5 265,4 - - 217,6 265,4 10-10 vnější 237,7 55,8 114,7 72,3 52,5 - - 45,3 237,7 vnitřní 1,0 1,5 0,0 56,0 251,6 - - 193,4 251,6 11-11 vnější 191,0 70,1 121,1 55,8 39,0 - - 0,0 191,0 vnitřní 0,0 13,6 10,2 96,8 215,1 - - 174,6 215,1 12-12 vnější 257,3 44,3 96,2 78,7 70,9 - - 28,4 257,3 vnitřní 10,8 5,2 8,2 78,6 180,5 46,4 137,5 81,4 180,5 13-13 vnější 264,5 45,9 131,2 29,2 91,9 75,2 81,3 106,3 264,5 vnitřní - - 0,0 84,0 105,8 - - 91,1 105,8 14-14 vnější - - 75,2 19,3 29,6 - - 23,0 75,2 vnitřní 0,0 0,0 0,0 88,8 186,5 - - 140,6 186,5 15-15 vnější 246,3 43,3 122,9 76,8 77,5 - - 37,5 246,3 vnitřní 0,0 0,5 0,0 54,6 295,2 - - 284,3 295,2 16-16 vnější 266,8 44,9 143,4 75,1 44,9 - - 0,0 266,8 vnitřní 10,5 7,0 6,1 64,0 205,8 40,4 205,5 131,7 205,8 17-17 vnější 233,1 40,2 107,7 73,4 60,4 70,1 85,1 113,2 233,1 vnitřní 10,1 7,7 4,8 64,5 229,3 - - 157,1 229,3 18-18 vnější 230,9 39,3 105,2 72,5 56,0 - - 0,0 230,9 vnitřní 10,2 8,1 14,8 112,4 228,5 - - 167,7 228,5 19-19 vnější 224,3 56,2 69,7 72,4 77,5 - - 86,3 224,3 vnitřní 8,6 37,9 55,7 265,2 278,6 - - 208,4 278,6 20-20 vnější 80,2 14,5 35,4 42,6 35,5 - - 39,2 80,2 vnitřní - 4,0 0,0 158,3 153,4 - - 124,4 158,3 21-21 vnější - 10,9 73,2 29,1 46,9 - - 21,7 73,2 vnitřní 0,0 6,6 21,8 118,3 255,3 - - 199,7 255,3 22-22 vnější 203,0 33,1 74,5 50,7 107,2 - - 54,8 203,0 max 425,0 266,8

Příloha 2 Výstupy GEO4 Výstupy z programu GEO4 Pažení posudek Všechny řezy byly posuzovány na všechny fáze výstavby uvedené v kapitole 8.1. Fáze budování konstrukce. V příloze jsou uvedeny pouze fáze s největším ohybovým momentem. Vnitřní povrch: Řez 1-1, fáze 5 Vnější povrch: Řez 16 16, fáze 1 Posouzení pažení: (Akce - rez_1-1) Geologický profil a přiřazení zemin Číslo Vrstva Zemina vrst. [m] 1 7.97 navážky 2 - neogenní jíl, pevný Parametry zemin Název fi c gama delta [st.] [kpa] [kn/m3] [st.] navážky 23.00 2.00 18.00 0.00 neogenní jíl, pevný 20.00 15.00 20.50 0.00 Název Edef ny m soudrž. [MPa] [-] [-] zemina navážky 5.00 0.35 0.20 ne neogenní jíl, pevný 9.33 0.40 0.20 ano Parametry zemin pro výpočet vztlaku Název gama,sat pórovitost gama,sk gama,su [kn/m3] [0-1] [kn/m3] [kn/m3] navážky 18.00 - - 8.00 neogenní jíl, pevný 22.00 - - 12.00 Geometrie konstrukce Délka konstrukce =13.00 m Typ konstrukce: Železobetonová obdélníková stěna Tloušťka průřezu = 0.60 m Materiál: B 30 Koef.redukce tlaku před stěnou = 1.00 Plocha průřezu A = 6.0000E-01 m2/m Moment setrvačnosti I = 1.8000E-02 m4/m Modul pružnosti E = 32500 MPa Modul pružnosti ve smyku G = 13650 MPa Výpočet proveden podle ČSN 73 0037 s redukcí vstupních parametrů zemin. Při výpočtu aktivního tlaku byl uvažován minim. dimenzační tlak (Ta=0.2*SigmaZ). Koef. regulující místo aktivace zemního odporu při zatlačování konstrukce wp: 0.00 Vstupní data fáze budování čís. 5: (Akce - rez_1-1) Zemina před stěnou odebrána do hloubky 6.45 m Hladina podzemní vody za konstrukcí je v hloubce 4.17 m. Hladina podzemní vody před konstrukcí je v hloubce 7.45 m. Podloží u paty konstrukce je nepropustné.

Zadaná přitížení Celopl. přitížení 10.00 kn/m2 Zadané kotvy Hloubka Délka Sklon Rozestup Pruměr Mod.pruž. Síla Nová kotva [m] [m] [st.] [m] [mm] [MPa] [kn] /dopnutí 2.07 16.50 30.00 1.35 31.00 210000.00 400.00 Ne Modul reakce podloží vypočten z přetvárných charakteristik zemin. Výsledky fáze budování čís.5: (Akce - rez_1-1) Síly v kotvách Hloubka Deformace Síla v kotvě [m] [mm] [kn] 2.07-0.07 431.74 Maximální hodnota pos. síly Maximální hodnota momentu = 200.79 kn/m = 423.77 knm/m Posouzení vnitřní stability kotevního systému Síla v kotvě Max.příp.síla Stupeň [kn] [kn] bezpečnosti 431.74 907.60 2.10 Vnitřní stabilita kotevního systému VYHOVUJE Geometrie konstrukce Délka konstrukce = 13.00m Ohybový moment Max. M = 423.77kNm/m Posouvající síla Max. Q = 200.79kN/m -0.07mm 431.74kN 65.13-76.17 200.79-423.77-104.22 0 12.84 [m] -500.00 0 500.00 [knm] -300.00 0 300.00 [kn] Geometrie konstrukce Délka konstrukce = 13.00m -0.07mm 431.74kN Deformace konstrukce Max. def. = 7.9mm 4.78 Tlak na konstrukci Max. tlak = 76.74kPa 8.47 32.04 54.03-7.89 76.74-1.23-50.11-42.05 8.82 0 12.84 [m] -10.00 0 10.00 [mm] -100.00 0 100.00 [kpa]

Posouzení pažení: (Akce - rez_16-16) Geologický profil a přiřazení zemin Číslo Vrstva Zemina vrst. [m] 1 5.89 navážky 2 1.20 štěrk písčitý 3 1.30 písek s příměsí jemnozrnné zeminy 4 1.30 štěrk písčitý 5 - neogenní jíl, pevný Parametry zemin Název fi c gama delta [st.] [kpa] [kn/m3] [st.] [st.] navážky 23.00 2.00 18.00 0.00 štěrk písčitý 33.00 0.00 19.00 0.00 písek s příměsí jemnozrnné zeminy 30.00 0.00 17.50 0.00 neogenní jíl, pevný 20.00 15.00 20.50 0.00 Název Edef ny m soudrž. [MPa] [-] [-] zemina navážky 5.00 0.35 0.20 ne štěrk písčitý 11.70 0.25 0.30 ne písek s příměsí jemnozrnné zeminy 14.90 0.30 0.30 ne neogenní jíl, pevný 9.33 0.40 0.20 ano Parametry zemin pro výpočet vztlaku Název gama,sat pórovitost gama,sk gama,su [kn/m3] [0-1] [kn/m3] [kn/m3] navážky 18.00 - - 8.00 štěrk písčitý 35.00 - - 25.00 písek s příměsí jemnozrnné zeminy 20.00 - - 10.00 neogenní jíl, pevný 22.00 - - 12.00 Geometrie konstrukce Délka konstrukce =12.00 m Typ konstrukce: Železobetonová obdélníková stěna Tloušťka průřezu = 0.60 m Materiál: B 30 Koef.redukce tlaku před stěnou = 1.00 Plocha průřezu A = 6.0000E-01 m2/m Moment setrvačnosti I = 1.8000E-02 m4/m Modul pružnosti E = 32500 MPa Modul pružnosti ve smyku G = 13650 MPa Výpočet proveden podle ČSN 73 0037 s redukcí vstupních parametrů zemin. Při výpočtu aktivního tlaku byl uvažován minim. dimenzační tlak (Ta=0.2*SigmaZ). Koef. regulující místo aktivace zemního odporu při zatlačování konstrukce wp: 0.00 Vstupní data fáze budování čís. 1: (Akce - rez_16-16) Zemina před stěnou odebrána do hloubky 3.00 m Terén za konstrukcí je ve sklonu 1: 2.46 (úhel sklonu je 22.13 stupňů). Výška náspu je 0.61 m, délka náspu je 1.50 m.

Hladina podzemní vody za konstrukcí je v hloubce 4.59 m. Hladina podzemní vody před konstrukcí je v hloubce 4.59 m. Podloží u paty konstrukce je nepropustné. Zadaná přitížení Celopl. přitížení 10.00 kn/m2 Modul reakce podloží vypočten z přetvárných charakteristik zemin. Výsledky fáze budování čís.1: (Akce - rez_16-16) Maximální hodnota pos. síly = 86.98 kn/m Maximální hodnota momentu = 266.75 knm/m Geometrie konstrukce Délka konstrukce = 12.00m Ohybový moment Max. M = 266.75kNm/m Posouvající síla Max. Q = 86.98kN/m 266.75-75.63 86.98 0 11.85 [m] -300.00 0 300.00 [knm] -100.00 0 100.00 [kn] Geometrie konstrukce Délka konstrukce = 12.00m -12.74 Deformace konstrukce Max. def. = 12.7mm Tlak na konstrukci Max. tlak = 87.33kPa 8.58 8.46 33.49-87.33-31.65-30.17-0.05 26.81 24.41 41.64-0.30 3.79 0 11.85 [m] -25.00 0 25.00 [mm] -100.00 0 100.00 [kpa]

Studentská vědecká a odborná činnost květen 2006 Příloha 3 - POSOUZENÍ KOTEV únosnost [kn/m] 60 93 63 62 104 řez číslo kotvy pramence délka [m] délka max síla průběh kořene [m] únosnost únosnost rezerva kotvy kořene volná geo [kn] spraš.hl.štěrky písky neog. jíl n. písek [kn] pramenců [kn] [kn] 1 K001-K002 4Lp 15.5/1800 21,0 9,0 12,0 16,5 431,74 9,00 558,00 588,00 126,26 2 K003-K025 4Lp 15.5/1800 21,5 10,0 11,5 16,5 543,03 10,00 620,00 588,00 44,97 3,4 K026-K042 4Lp 15.5/1800 18,5 9,0 9,5 14,0 536,35 2,74 6,26 642,94 588,00 51,65 5 K043-K054 6Lp 15.5/1800 18,0 10,0 8,0 13,0 681,03 4,84 5,16 770,04 882,00 89,01 6 K055-K059 6Lp 15.5/1800 16,5 10,0 6,5 11,5 658,00 2,56 7,44 699,36 882,00 41,36 7 K060-K068 4Lp 15.5/1796 15,0 7,0 8,0 11,5 529,66 4,80 2,20 582,80 588,00 53,14 8 K069-K070 4Lp 15.5/1800 16,0 8,0 8,0 12,0 558,10 4,75 3,25 643,25 588,00 29,90 9 K071-K073 4Lp 15.5/1800 19,0 9,0 10,0 14,5 562,74 2,74 6,26 642,94 588,00 25,26 8 K074 4Lp 15.5/1800 16,0 8,0 8,0 12,0 558,10 4,75 3,25 643,25 588,00 29,90 10 K075-K078 6Lp 15.5/1800 16,5 10,0 6,5 11,5 678,67 1,62 4,60 3,78 759,36 882,00 80,69 8 K079-K081 4Lp 15.5/1800 16,0 8,0 8,0 12,0 558,10 4,80 3,25 647,90 588,00 29,90 11 K082-K094 6Lp 15.5/1800 16,5 10,0 6,5 11,5 719,29 0,85 4,79 4,36 766,79 882,00 47,50 15 K095-K099 4Lp 15.5/1800 14,0 6,0 8,0 11,0 513,95 6,00 558,00 588,00 44,05 12 K100-K103 6Lp 15.5/1800 16,0 8,0 8,0 12,0 624,59 8,00 744,00 882,00 119,41 13 K104-K107 4Lp 15.5/1800 14,0 6,0 8,0 11,0 513,99 6,00 558,00 588,00 44,01 15 K108-K117 4Lp 15.5/1800 14,0 6,0 8,0 11,0 513,95 6,00 558,00 588,00 44,05 16 K118-K124 4Lp 15.5/1800 15,5 8,0 7,5 11,5 565,46 4,17 2,60 1,23 627,87 588,00 22,54 17 K125-K128 4Lp 15.5/1800 15,0 7,0 8,0 11,5 522,34 5,98 1,02 619,38 588,00 65,66 19 K129-K130 4Lp 15.5/1800 18,0 8,0 10,0 14,0 517,34 3,83 4,17 614,73 588,00 70,66 22 K131-K133 4Lp 15.5/1800 15,5 8,0 7,5 11,5 528,67 4,60 2,40 576,60 588,00 47,93 20 K134 4Lp 15.5/1800 15,5 7,0 8,5 12,0 514,56 5,03 1,97 589,93 588,00 73,44 22 K135-K138 4Lp 15.5/1800 15,5 7,0 8,5 12,0 513,77 4,60 2,40 576,60 588,00 62,83 21 K139-K141 4Lp 15.5/1800 14,5 7,0 7,5 11,0 506,95 3,75 3,25 550,25 588,00 43,30 9 K142-K144 6Lp 15.5/1800 21,0 9,0 12,0 16,5 698,80 12,00 744,00 882,00 45,20 13 K145-K147 6Lp 15.5/1800 17,5 9,0 8,5 13,0 611,46 4,14 4,86 686,34 882,00 74,88 17 K148-K150 6Lp 15.5/1800 18,0 11,0 7,0 12,5 643,43 0,78 10,22 706,18 882,00 62,75 14 K151 3 Lp 15.5/1800 11,5 5,0 6,5 9,0 309,29 5,00 465,00 441,00 131,71