Prognóza sadania Nivy Tower

Na rovinatom území s nadmorskou výškou terénu okolo 137,0 m n. m. sa v priestore bývalej bratislavskej autobusovej stanice Mlynské Nivy začal budovať komplex, zahrňujúci novú autobusovú stanicu, obchodné a administratívne priestory. Dominantou areálu bude 125 m vysoká administratívna budova s 32 nadzemnými podlažiami s celkovou plochou 46 000 m² a troma suterénmi (obr. 1).

Blízkosť neogénnych, značne stlačiteľných zemín pod základovou škárou si vynútila hľadať technicky aj ekonomicky optimálny spôsob založenia. Z viacerých návrhov zakladania sa napokon schválil návrh plošného založenia so zlepšením podložia prúdovou injektážou. V záujme spoľahlivého návrhu, orientovaného predovšetkým na splnenie kritérií medzného stavu používateľnosti bolo vytvorených niekoľko výpočtových modelov. Súbežne s výstavbou sa do najnižšieho podlažia zabudovali snímače na monitorovanie sadania a napätí. Hrubá stavba budovy je dokončená, v súčasnosti sa uskutočňujú v interiéri práce PSV.

GEOLOGICKÉ POMERY LOKALITY

Areál „Stanica NIVY“ je vzdialený menej ako 700 m od Dunaja. Podložie je do hĺbky 2,3 m tvorené navážkami a jemnozrnnými fluviálnymi sedimentmi, pod ktorými dominujú do hĺbky 12 až 16 m štrky. Neogén je tvorený piesčitými ílmi až ílmi strednej plasticity. Základová škára dosky neprehĺbených častí sa nachádza v hĺbke – 13,8 m pod ± 0,00 = 123,70 m n. m. Maximálna úroveň prehĺbených častí siahala až 14,7 m pod úroveň terénu. Znamená to, že pod základovou škárou dosky sa nachádza relatívne tenká vrstva štrkov. Prieskumom bolo zistené, že v minulosti boli v hlbších polohách v dôsledku intenzívneho prúdenia podzemnej vody vyplavené zo štrkov piesčité a jemnozrnné častice, čo vytvorilo kypré polohy. Laboratórnymi skúškami boli neogénne polohy hodnotené ako zeminy s prevládajúcou pevnou konzistenciou (I_C = 1,04 až 1,31; s priemerom I_C = 1,16). Zo súhrnného laboratórneho vyhodnotenia neogénnych zemín vyšli priemerné hodnoty: φ´ = 27 °; c´ = 19 kPa; E_oed = 37 MPa.

Podrobným testovaním neogénneho podložia a zohľadnením poznatkov z okolia boli v laboratórnych podmienkach stanovené podrobnejšie údaje pre rôzne zaťažovacie situácie, ktoré sú spracované v tabuľke 1 a umožňujú doplniť pôvodné informácie. Treba poukázať na významný vplyv opakovaného priťaženia po hodnotu pôvodného napätia.

Tabuľka 1 – Hodnoty oedometrického modulu pretvárnosti neogénnych sedimentov

Pre jednotlivé triedy zemín tiež boli laboratórnymi analýzami rozčlenené parametre šmykovej pevnosti a objemovej tiaže zemín:

• pre íl s vysokou plasticitou (F8-CH): φ´ = 19,8°; c´ = 21 kPa; γ = 20,3 kN/m³;
• pre íl so strednou plasticitou (F6-CI): φ´ = 24,7°; c´ = 16 kPa; γ = 20,7 kN/m³;
• pre silt so strednou plasticitou (F5-MI): φ´ = 28,6°; c´ = 16 kPa; γ = 20,2 kN/m3;
• pre íl piesčitý (F4-CS): φ´ = 29,9°; c´ = 10 kPa; γ = 20,2 kN/m³.

Zadávanie deformačných charakteristík podložia do výpočtu sadania je rozhodujúcou veličinou pre prognózu sadania. Do výpočtu predpokladaného sadania boli zohľadnené aj poznatky z okolitých výškových budov (Turček a Súľovská, 2005, 2017; Hulla a Mázor, 1998; Slávik a Galliková, 2009).

Firma KELLER pripravila návrh podoprenia základovej dosky hrubej 2,3 m piliermi prúdovej injektáže priemeru ∅ 2 000 mm s medzerami medzi piliermi v smere dlhšej strany budovy 1,56 m, v smere kratšej strany budovy 0,61 m. Deformačný modul preinjektovaného prostredia bol po konzultáciách hodnotiacich získané výsledky v takmer rovnakých geologických podmienkach uvažovaný hodnotou 2 000 MPa. Piliere prúdovej injektáže boli s ohľadom na zaťaženie navrhnuté do hĺbky 9 až 19 m pod základovú škáru dosky. V podloží zlepšenom prúdovou injektážou bol vypočítaný upravený oedometrický modul pretvárnosti na hodnotu E_oed = 710 MPa. Hlbšie pod pätami pilierov prúdovej injektáže sa v neogéne uvažovalo s laboratórne stanovenou hodnotou E_oed = 40,1 MPa, zodpovedajúcou prekročeniu pôvodného geostatického tlaku.

PROGNÓZA SADANIA

Do výpočtu sadania vstupovali kvázistále zaťaženia. Podlaha tretieho suterénu je na kóte 126,00 m n. m. = – 11,5 m; hrúbka základovej dosky 2,3 m. Excentricita v smere kratšej osi základovej dosky bola 3,58 m, v smere dlhšej osi 0,06 m.

Sadanie výškovej budovy od nerovnomerného zaťaženia bolo riešené pracovníkmi Katedry geotechniky dvoma postupmi: analyticky a pomocou výpočtového programu GEO5. Princíp výpočtu sadania spočíval v rozdelení pôdorysnej plochy výškovej budovy na menšie úseky, v ktorých bolo možné po zjednodušení uvažovať s rovnomerným zaťažením. Vytvorené boli 3 oblasti, ktorých schéma je na obr. 4. Napätie pôsobiace na takto rozdelených plochách bolo výsledkom sčítania účinkov od hornej konštrukcie do jednotlivých zvislých nosných prvkov so započítaním základovej dosky a priťažením od pilierov prúdovej injektáže vrátane zohľadnenia dvoch rôznych dĺžok týchto pilierov.

Výpočet sadania bol samostatne počítaný od účinkov plôch A1 až A3 (pozri obr. 5) pre jednotlivé body X1 až X6 troma modelmi. Z analytického výpočtu sa získali tieto výsledky: 

• bod X1 sadanie 24,831 mm
• bod X2 34,256 mm
• bod X3 (stred) 51,373 mm
• bod X4 32,851 mm
• bod X5 30,856 mm
• bod X6 0,3 mm

Na stanovenie priehybu dosky sa použil výpočtový program GEO5 modul Doska. Z jeho riešenia vyšli tieto výsledky: 

• maximálne sadanie v strede základovej dosky 58,64 mm;
• sadanie v strede dlhšej hrany základu 50,15 mm;
• minimálne sadanie pod rohmi menej zaťaženej základovej dosky 35,0 mm.

Ako sa dalo očakávať, v smere dlhšej strany základovej dosky vychádzal väčší priehyb. Uskutočnil sa tiež výpočet programom GEO5, modulom Sadanie, podľa ktorého by malo sadanie v strede dosky dosahovať hodnotu 55,6 mm.

Projektant statiky riešil problematiku sadania výškového objektu na „zlepšenom podloží“ programom SCIA Engineering, kde bol globálny model zaťažený kombináciami charakteristických a kvázistálych zaťažení s využitím iteračného podprogramu SOILIN. Priebeh deformácií korešpondoval s analytickým výpočtom aj s výpočtami GEO5, pričom vo väčšej miere zohľadnil excentricitu objektu v priečnom smere. Pre kombináciu kvázistatických zaťažení vyšli v typických miestach pôdorysu tieto predpokladané sadania:

• v strede budovy 50,5 mm,
• v strede hrany dlhšej strany budovy pri pažiacej konštrukcii 50,1 mm,
• v strede hrany dlhšej strany budovy pri kontakte s prístavbami 41 mm,
• v rohoch dosky pri kontakte s prístavbami 18,3, resp. 18,5 mm.

Vypočítané výsledky sadania podľa jednotlivých modelov sú zhrnuté na obr. 5. Plošné rozloženie sadania z kombinácie programov SCIA Engineering a SOILIN je znázornené na obr. 6.

Firma Keller uskutočnila výpočty v programoch GGU-Footing, GGU-Settle a v internom programe KID „Keller Improvement Designer“. Metódou konečných prvkov bolo vyrátané maximálne sadanie v strede výškovej budovy 63,6 mm (bez zohľadnenia vztlaku podzemnej vody), resp. 58,1 mm (so zarátaním účinku vztlaku vody). Ďalším modelovaním vyšlo v strednej časti výškovej budovy pri zadaní modulu pružnosti 2 000 MPa so započítaním vztlaku podzemnej vody predpokladané sadanie max. 42,2 mm a v rohoch celej budovy iba 9,6 až 12,1 mm. Podobne vylúčením vztlaku vody vyšlo približne v strede budovy predpokladané sadanie 58,5 mm, približne v strede budovy v priečnom smere 45,2 mm a rohoch budovy 23,9 až 25,4 mm. Pri zadaní modulu pružnosti 6 000 MPa sa výpočty predpokladaného sadania zmiernili: v strednej časti budovy na 37,5 mm, v strede okraja dlhšej hrany budovy na 29,6 mm a v rohoch budovy na 9,5 až 11,7 mm pri započítaní vztlaku vody. Bez uvažovania vztlaku vody sa sadanie v strede budovy zvýšilo na 56,6 mm, v strede dlhšej hrany budovy na 45,2 mm a v rohoch budovy na 23,4 až 24,3 mm.

Vzhľadom na komplikovanosť modelu (exaktné geologické údaje, geometrické usporiadanie, postupnosť výstavby, kontakt s pažiacou konštrukčnou podzemnou stenou, odpruženie podložia výkopom so zohľadnením času) bolo veľmi ťažké dosiahnuť výsledky, ktoré by pri rôznych okrajových podmienkach dávali malý rozptyl. Pomerne významnou skutočnosťou ale bolo prenesenie zvislého zaťaženia do hlbších vrstiev podložia. Na túto okolnosť upozornili výpočtové modely zohľadňujúce značné horizontálne priťaženie zemným tlakom od pažiacej konštrukcie a zároveň výkop na protiľahlej dlhšej strane základovej dosky.

Konsolidácia podložia
Významnou okolnosťou ovplyvňujúcou skutočné deformácie je účinok odpruženia základovej škáry výkopom stavebnej jamy a rýchlosť výstavby. Aplikovaním Terzaghiho teórie konsolidácie s dosadením laboratórne stanovených vlastností zemín podložia bolo vyrátané odpruženie základovej škáry 30 mm pri predpoklade dĺžky trvania odľahčenia 4 mesiace. Maximálne odpruženie by v prípade dlhšie otvoreného výkopu mohlo dosiahnuť až 47,5 mm. Výpočty firmy KELLER poskytli hodnoty odpruženia základovej škáry zohľadnením rôznych okrajových podmienok v rozptyle 45 až 60 mm. Vysokým pracovným nasadením na stavbe bola doba odľahčeného výkopu skrátená na minimum. Skutočné odpruženie v úrovni základovej škáry nepresiahlo 50 mm.

Dôležité tiež bolo stanovenie celkovej dĺžky konsolidácie. Výpočty ukázali, že v prípade kompletného priťaženia podložia budovou by sa sadanie malo ustáliť za približne 20 mesiacov. V skutočnosti ale bude priťažovanie narastať postupne. Pri rýchlosti budovania hrubej stavby 1 podlažia za 10 až 14 dní bolo vyrátané, že hrubá stavba celej výškovej budovy bude trvať približne 1,5 až 2 roky. Keď sa k tomu priráta priťaženie od vybavenia (ktoré nastupovalo už počas hrubej stavby), možno uvažovať s priemerným priťažovaním v trvaní 9 mesiacov. Spolu by teda malo byť dosiahnuté 95 % sadanie za 20 + 9 = 29 mesiacov, t.j. približne 2,5 roka.

Vplyv prístavby okolitých objektov
Približne pol roka po začatí budovania výškovej budovy sa začala výstavba priľahlých objektov okolo troch strán výškovej budovy. Ich založenie ale bolo navrhnuté odlišné: 800 mm hrubá základová doska je v miestach nosných stĺpov podopieraná vŕtanými pilótami. Podlaha spodného suterénu je v celom areáli zhodná s výškovou budovou. Potrebné bolo vniesť do výpočtov konečných sadaní zohľadnenie neskoršieho priťažovania priľahlých konštrukcií, ktoré ovplyvňujú sadanie výškovej budovy. V čase prípravy projektov, kedy sa presne nevedelo, či bude dodržaný pôvodný harmonogram výstavby, boli uvažované dve situácie:

• pred priťažením priľahlých častí nastane takmer úplné konsolidovanie podložia od výškovej budovy;
• nové prístavby sa budú zhotovovať skôr ako sa zavŕši konsolidácia podložia pod výškovou budovou.

Ako pravdepodobnejší sa predpokladal druhý model, ktorý bol neskôr potvrdený skutočným postupom výstavby. Veľkosť doplňujúceho sadania v strednej časti hrany dlhšej strany výškovej budovy vplyvom prístavby málo podlažného objektu bol vypočítaný na hodnotu 3 mm. Podobne od priťaženia málo podlažným objektom na kratšej strane výškovej budovy by sa malo podľa výpočtov zvýšiť sadanie stredu kratšej hrany výškovej budovy o 1,6 mm. Napokon zhotovenie priľahlých budov by malo spôsobiť pod rohom výškovej budovy (bod X6 na obr. 4) výsledné sadanie 4,9 mm.

ZÁVER

Prognóza sadania je spojená s viacerými objektívnymi rizikami. V prvom rade sem patria premenlivé vlastnosti zemín podložia, z ktorých bolo potrebné vytvoriť model podložia. Dôkladnou analýzou laboratórnych skúšok zemín zo záujmového priestoru a ich porovnaním s poznatkami získanými pred a počas nedávnej výstavby v okolí sa jednotlivým vrstvám zemín priradili deformačné charakteristiky, ktoré ponúkali pomerne vysokú záruku spoľahlivých výsledkov. Ďalšou neistotou bolo skutočné ovplyvnenie tuhosti podložia zhotovením pilierov prúdovej injektáže. Toto riziko sa odstránilo zohľadnením overených výsledkov na stavbách v porovnateľných geologických podmienkach. Tretím faktorom vnášajúcim do výpočtov neistoty bolo rozčlenenie pôdorysu výškovej budovy na oblasti s rovnakým namáhaním podložia. K zvolenému prístupu môžu pristupovať rôzni riešitelia odlišnými postupmi. Všetky tri problémové skupiny boli podkladom k vytvoreniu zjednodušujúcich modelov, pomocou ktorých sa zostavovali výpočty sadania.

Predpokladané sadanie základovej dosky rozmerov 25,5 × 51,85 × 2,3 m bolo počítané troma spôsobmi. Ako najdôležitejší výstup zo všetkých troch výpočtových modelov považujeme veľmi malý rozptyl vyrátaného maximálneho sadania v strede základovej dosky 50,50 – 51,40 – 55,60 – 58,64 mm. Počas výstavby sa doteraz uskutočnilo 6 etáp merania sadania. Doteraz posledné meranie bolo v júli 2019, kedy najväčšie sadanie merané niveláciou dosiahlo 47,95 mm pri zaťažení približne 80 % konečnej hmotnosti. Potvrdil sa aj predpoklad mierneho naklonenia v priečnom smere; rozdiel sadania medzi okrajmi budovy dosiahol 12 mm. Vyhodnotením zohľadňujúcim postup výstavby a proces konsolidácie možno vysloviť spokojnosť s priebehom sadania.

POĎAKOVANIE

Príspevok je jedným z výstupov projektu grantovej agentúry VEGA č. 1/0842/18 „Výskum hydromechanického správania zemín a skalných hornín pre modelovanie multifyzikálnych procesov v geotechnike“.

LITERATÚRA:
[1] Hulla, J. – Mázor, J.: Interakcia vysokých budov s podložím. In: Vplyv porúch základov stavieb na stavebno-technický a statický stav stavieb. Stará Lesná, 1998. s. 11 – 16
[2] Slávik, I. – Galliková, Z.: Vysoké budovy v hlbokých stavebných jamách v podmienkach Bratislavy – Časť 1: Spôsob stanovenia deformačných parametrov neogénnych zemín. Inžinierske stavby, 2/2009
[3] Turček, P. – Súľovská, M.: Prognóza sadania výškovej budovy CBC1 na Karadžičovej ulici v Bratislave. T-G, Bratislava, 04/2005, 35 s.
[4] Turček, P. – Súľovská, M.: Prognóza sadania výškovej budovy SO B2 areálu TWIN CITY v Bratislave. T-G, Bratislava, 10/2017, 33 s.
[5] Vlasko I.: Bratislava TWIN CITY sever. Záverečná správa inžinierskogeologického prieskumu. Doplnkový IG prieskum. V&V GEO, Bratislava, 07/2014