2006 P ODZEMNÍ STAVBY A TUNELY

6/2006

PODZEMNÍ

STAV BY

A T U N E LY

pf 2007

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5 tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798 e-mail: [email protected] www.svcement.cz

DEFORMACE

VYSOKÉ ZÁRUBNÍ ZDI

TVOŘENÉ PILOTOVOU STĚNOU

48/ P

ŘESÝPANÉ

T U N E LY

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel./fax: 261 215 769 e-mail: [email protected] www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sirotkova 54a, 616 00 Brno tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180 mobil: 602 737 657 e-mail: [email protected] www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

16/ T

UNEL

ZKUŠENOSTI

Z TUNELOVÉ

USA

STAVBY V

PODZEMNÍ

/ 74

STAVBY V

ČESKÉ

42/S

36/ B

ETONOVÁ VOZOVKA V DÁLNIČNÍM

SITINA

V

BRATISLAVĚ

LODNÍHO ZDVIHADLA

NA VODNÍM DÍLE SLAPY

PECIFIKA NÁVRHU A PROVÁDĚNÍ DEFINITIVNÍHO

OSTĚNÍ TUNELŮ A JEJICH APLIKACE PŘI REALIZACI DÁLNIČNÍHO TUNELU

REPUBLICE

V POSLEDNÍM DESETILETÍ

TUNELU

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, 110 00 Praha 1 tel.: 222 316 173 fax: 222 311 261 e-mail: [email protected] www.cbz.cz

VALÍK, DÁLNICE D5, PLZNĚ

OBCHVAT

PROJEKT

/12 /28

/3

LIBOUCHEC

Ročník: šestý Číslo: 6/2006 (vyšlo dne 15. 12. 2006) Vychází dvouměsíčně Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

OBSAH ÚVODNÍK P ODZE M N Í

–

STAVBY

Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D. Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc. Předplatné a distribuce: Kateřina Jakobcová, DiS

N EV Y H N UT E LN É

ROZŠÍ Ř E N Í PROSTOR U

/2

Jan L. Vítek

TÉ M A P ODZE M N Í

STAVBY V

Č ESKÉ

R E PU B LIC E

V P OS LE DN Í M DESETI LETÍ

/3

Ivan Hrdina

P R O F I LY S DR UŽE N Í

–

KVA LI FI KOVA NÝ PARTN E R

/10

PRO PROJ E KTANT Y I I NV ESTORY

STAV E B N Í D E F OR M AC E

KONSTRUKCE

V YSOKÉ Z ÁR U B N Í ZDI T VO Ř E N É

PI LOTOVOU STĚ NOU

/12

Jan Masopust

T U N E L V ALÍ K , DÁL N IC E D5, OBC HVAT P LZN Ě Jiří Svoboda, Milada Mazurová /16 N OVÉ

/48

M OST Y A TU N E LY Juraj Bilčík

/54

B EZ HYDROIZOL ÁC I E ?

S A M OZH UT N I T E LN Ý B ETON Hajime Okamura a Masahiro Ouchi

PRO SANAC E B ETONOV ÝC H

KON STR U KC Í

P Ř ESÝPAN É TU N E LY Pavel Bulejko

FIREMNÍ

P R E Z E N TAC E

P Ř E H LE D

I NZ E R E NT Ů A

VĚDA

A VÝZKUM

S TAN OVE N Í

/58

PR

Č L ÁN K Ů

/35

C HORVAT S KU Zvonimir Marić, Damir Tkalčić P ROJ E KT

/22

P OV RC HOV ÝC H C HAR AKTE R ISTI K

Sazba: 3P, s. r. o., Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

A M I KROM EC HAN IC KÝC H VL ASTNOSTÍ C E M E NTOV ÝC H M AT E R IÁ LŮ

Jiří Němeček, Kateřina Forstová

LOD N Í HO ZDVI HADL A

NA VODN Í M DÍ LE SL APY

Martin Jakoubek, Pavel Uher, Radek Veselý

M AT E R I Á LY

/28

A TECHNOLOGIE

/64

A B U DO UC NO ST

B ETONOVÁ VOZOVK A V DÁL N IČ N Í M S ITI NA V B R AT ISL AVĚ Jiří Šrutka a Igor Halaša S PEC I FI K A

/31

•

CERTIFIK ACE

ČSN EN 1991-1-3 E U RO KÓD 1: Z ATÍ ŽE N Í KON STR U KC Í – Č ÁST 1-3: O B EC N Á Z AT ÍŽE N Í – Z ATÍ ŽE N Í SN Ě H E M A Z M Ě NA Z3 ČSN 73 0035 Z ATÍ ŽE N Í STAVE B N ÍC H KON STR U KC Í Marie Studničková

/68

/36

Z KUŠE NOSTI Z TU N E LOVÉ STAVBY V USA Peter Nešvara, Radko Bucek, Martin Srb

K ON FE R E NC E B ETONOVÉ BD 2006 REŠERŠE

DE FI N ITIVN Í HO OSTĚ N Í TU N E LŮ A J E J IC H APLI K AC E PŘ I R EA LIZ AC I DÁL N IČ N Í H O

/74

VOZOVKY ,

/73

ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

R E DA KČ N Í

PLÁN

2007

/78 /79

TU N E LU

/42

S E M I NÁ Ř E ,

KON FE R E NC E A SYM P OZ IA

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Tisk: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5 Adresa vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel.: 224 812 906 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH

AKTUALITY

TU N E LU

NÁVR H U A PROVÁDĚ N Í

L I BO UC H EC Libor Mařík

JAKOST

SPEKTRUM

D E FI N I TIVN Í OSTĚ N Í KON VE NČ N Ě R AŽ E NÝC H TU N E LŮ V Č ESKÉ R E PU B LIC E – SOUČASNOST Martin Srb, Matouš Hilar

NOR MY •

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér, Heřmanova 25, 170 00 Praha 7 Ilustrace na této straně: Mgr. A. Marcel Turic

TR E N DY VE V ÝSTAVB Ě B ETONOV ÝC H

MOSTŮ V

Redakční rada: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Luděk Bogdan, Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Zdeněk Gärtner, Ing. Jan Gemrich, Doc. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), Doc. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda), Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

6/2006

Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157 ISSN 1213-3116 Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. Foto na titulní straně: Nové spojení – tunel pod Vítkovem, Praha, foto: Michal Linhart BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

/80 1

PODZEMNÍ

STAVBY

–

NEVYHNUTELNÉ ROZŠÍŘENÍ PROSTORU

Milé čtenářky a čtenáři, Číslo, které jste právě otevřeli, je zaměřeno na podzemní stavby a převážně na tunely. Jde o přirozený vývoj. Není tomu tak dávno, co u nás existovaly železniční tunely, velmi málo silničních tunelů a dokonce žádný dálniční tunel. V letošním roce byly nebo budou dokončeny hned tři významné dálniční tunely, a to Valík na obchvatu Plzně (D5) a dva tunely na dálnici D8 v Krušných horách – Panenská a Libouchec. Podrobnosti o nich se dozvíte uvnitř tohoto čísla. Další tunely na dálniční a železniční síti jsou ve výstavbě nebo v projektové přípravě. Nelze nezmínit např. tunel Klimkovice nebo železniční tunely na Novém spojení v Praze. Co je důvodem takového nebývalého rozmachu tunelových staveb? Příčin je samozřejmě více. Jedním z hlavních důvodů výstavby tunelů v extravilánu je konfigurace terénu. Druhým důvodem je i větší ochrana přírody a životního prostředí. Tam, kde by se dříve dálnice či železnice vedla v zářezu, jsou dnes navrhovány a stavěny tunely. Typickým příkladem může být Lensedelský zářez na D1 poblíže Hvězdonic, který by v dnešní době byl jistě nahrazen tunelem. Dalším důvodem v městském prostředí je nedostatek místa pro dopravu. Tvrzení, že podzemí je čtvrtou dimenzí města, je zcela oprávněné. Příkladem je jeden z velkých projektů na městském okruhu v Praze známý pod názvem Blanka – podzemní propojení Strahovského tunelu přes Špejchar a Letnou až na Pelc Tyrolku. Vedení dopravy v podzemí má nesporné výhody a vede ke zrychlení provozu, který není rušen křížením s povrchovou dopravou. Přestože podzemní stavby nepatří rozhodně k novým odvětvím stavebnictví, potýkají se s řadou technických problémů, které nejsou řešeny ani v legislativních podkladech. Nechci se zmiňovat o problémech ražby, které patří spíše do oblasti geotechniky. Z pohledu betonářského jsou tunely zdánlivě jednoduché stavby, avšak opak je pravdou. Interakce působení horninového masívu s betonovým tunelovým ostěním je takový problém, že dosud není v návrhových předpisech dostatečně pojednán a návrhy tunelů jsou řešeny značně subjektivně podle zkušenosti a dá se též říci i podle odvahy projektanta. Systém navrhování založený na mezních stavech, jak je známe z ostatních konstrukcí, není pro nelineární analýzy tunelových staveb příliš vhodný. Dalším z problémů je zajištění vodotěsnosti tunelů. Tradiční řešení s bariérovou izolací má své problémy, při výstavbě i v konečné funkci. Poněkud modernější zajištění vodonepropustnosti ostění pouze vodotěsným betonovým ostěním, zatím nebylo u nás u raženého tunelu, pokud je mi známo, použito. K jeho prosazení bude třeba ještě mnoho jednání a možná i experimentálních projektů. Zajištění požární odolnosti představuje celou skupinu problémů. Tunely dosud realizované nemívají zvláštní opatření k zajištění ochrany ostění před účinky požáru. Dokonce ani neexistuje jednoznačná definice, co je požární odolnost klenbového raže2

ného tunelu. Ve světě jsou navrhovány různé ochrany betonových ostění, od ochranných obkladních vrstev různého typu až po zlepšení vlastností samotného betonu pomocí speciálních vláken. U nás se zatím optimální řešení teprve hledá. Technologie ražby tunelů čeká též na projekty většího rozsahu. Většina tunelů se v České republice staví moderní metodou zvanou nová rakouská, která využívá spolupůsobení horninového masivu a primárního ostění ze stříkaného betonu. Tato metoda se stala dominantní, protože tunely nebyly dostatečně dlouhé pro aplikaci ve světě nejrozšířenější metody výstavby pomocí tunelovacího stroje (TBM). Náklady na jeho pořízení jsou velké a vyplatí se u dlouhých tunelů. Možná projekt železničního tunelu z Prahy do Berouna, jehož výstavba je pravděpodobně podmínkou pro zvýšení rychlosti na trati Praha-Plzeň, by mohl být tou stavbou, kde i tato progresivní technologie bude uplatněna. Je tedy vidět, že podzemní stavby (a to nebyla zmínka o jiných než tunelech) mají svojí budoucnost a též své problémy, které čekají na optimální řešení. Vlivem tlaku na ochranu životního prostředí se můžeme domnívat, že podzemních staveb bude přibývat. Již nyní máme zkušenosti z vyspělých evropských zemí, kde lze obdivovat krásné mosty, které, kdyby se měly stavět dnes, by byly nahrazeny tunely (např. viadukt Chillon u Ženevského jezera aj.). Proto je nezbytné zabývat se existujícími problémy a najít vhodné metody k jejich překonání včas, aby budoucí podzemní stavby mohly bezpečně a spolehlivě sloužit svému účelu. Rozvoj podzemních staveb u nás neunikl ani zahraniční technické veřejnosti, a to je též jedním z důvodů, proč se právě v Praze bude konat Světový tunelářský kongres (WTC 2007). I v tomto čísle jistě najdete řadu staveb, které nás na kongresu budou důstojně reprezentovat. Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.


6/2006

TÉMA TOPIC

PODZEMNÍ

STAVBY V

ČESKÉ

REPUBLICE V POSLEDNÍM

DESETILETÍ UNDERGROUND STRUCTURES IN THE CZECH REPUBLIC IN THE LAST DECADE IVAN HR DI NA Podzemní stavby se realizují v horninovém masivu, jehož vlastnosti jsou předem jen částečně poznatelné. Současné technologie provádění, především metody konvenční, se snaží maximálně využít horninové prostředí jako svůj „konstrukční prvek“. Převažující metodou v České republice je Nová rakouská tunelovací metoda, ale v dohledné době se opět uplatní i ražba štíty (TBM). Využití betonu v podzemním stavitelství má výrazná specifika, což se týká nejen masivního využití stříkaného betonu. Zmíněny jsou také důležité podzemní stavby realizované po roce 2000. V květnu roku 2007 se koná v Praze světový tunelářský kongres (ITA/AITES World Tunnel Congress WTC 2007). Underground structures are built in rock massif, the characteristics of which can be identified only partially in advance. Current construction technologies, conventional methods in particular, are aimed to make use of the rock environment as a “structural element“. The method prevailing in the Czech Republic is a New Austrian Tunnelling Method, but the tunnel boring machine (TBM) will be employed in a foreseeable future again. The usage of concrete in underground construction has distinct specifics, which concerns not only massive utilization of sprayed concrete. This article also introduces major underground structures built after 2000. In May 2007, Prague will host the international ITA/AITES World Tunnel Congress WTC 2007. Lidská společnost se bez podzemních staveb neobejde a jejich podíl na řešení problémů moderní společnosti stále roste. To platí i pro Českou republiku, která navíc musí dohánět určitá zpoždění způsobená v období před rokem 1990. Nárůst podzemních staveb je způsoben také pokrokem v řešení problémů geotechnických, geomechanických, stabilitních i technologických. Z hlediska počtu a objemu realizovaných podzemních staveb je jejich pořadí ve světě i u nás stejné: 1. dopravní podzemní stavby (automobilové, železniční a podzemní stavby pro městskou hromadnou dopravu) 2. podzemní stavby liniové pro ostatní infrastrukturu (vodovodní přivaděče, kanalizační sběrače, kolektory) 3. podzemní stavby ostatní (většinou velkoprostorové – podzemní garáže, kaverny podzemních hydrocentrál a čistíren odpadních vod; halové prostory např. pro sportovní nebo kulturní využití; skladovací prostory včetně úložišť nebezpečných odpadů). C O D Ě L Á S TAV B U S K U T E Č N Ě „ P O D Z E M N Í “ ? Je to prostředí, ve kterém se podzemní stavba realizuje, a tím prostředím je horninový masiv. Jiné stavby se s ním potkávají většinou jen v první fázi výstavby, tj. během jejich zakládání. Ale podzemní stavba je s horninovým prostředím spjatá ve všech svých fázích – od studie přes projekt, výběr dodavatele, realizaBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

ci a určitým způsobem i při provozu. Navíc horninové prostředí je různorodé a před prováděním stavby jen omezeně poznatelné. To jsou skutečně základní a hlavní odlišnosti podzemních staveb od ostatních. Ale tím to nekončí – podzemní stavby využívají horninové prostředí, tedy horninový masiv, jako svůj konstrukční prvek, pokud ovšem má alespoň minimum vlastností, které takové využití umožňují. Hlavním specifikem podzemních staveb je tedy naprostá spjatost s horninovým masivem a jeho využití jako konstrukčního prvku stavby. Tato specifičnost se odráží i ve využití betonu v podzemním stavitelství, o čemž se zmíníme později. T E C H N O LO G I E P R O VÁ D Ě N Í P O D Z E M N Í C H S TAV E B Všeobecně dnes dominují dvě skupiny způsobů provádění podzemních staveb: • konvenční (cyklické) • plně mechanizované (kontinuální) tunelování. Uvedené dělení je trochu zavádějící, protože konvenční tunelování dnes samozřejmě využívá skoro pro všechny dílčí činnosti výkonnou mechanizaci. Lépe to možná charakterizují slova v závorkách, protože např. u plně mechanizovaného tunelování se kontinuálně tunel razí pomocí řezné hlavy a současně se za ní buduje nosná konstrukce tunelu. Tento způsob je charakterizován nasazením plnoprofilových razicích strojů – buď strojních komplexů typu TBM (Tunnel Boring Machine), které pracují ve stabilnějších skalních horninách, nebo různých druhů plně mechanizovaných štítů pro horší geotechnické podmínky (méně stabilní nebo nestabilní poloskalní nebo zeminové prostředí). Nasazení štítů charakterizuje vysoká investiční náročnost, avšak jejich efektivita stoupá s délkou raženého tunelu. V České republice se tato technologie v minulosti již použila – vyrazilo se jí přes 60 km tunelů menších profilů pro vodovodní přivaděče, kanalizační sběrače a kolektory; větší profily byly raženy štíty v menším rozsahu na pražském metru. Se značnou pravděpodobností bude tato metoda použita na připravované stavbě železničního tunelu z Prahy do Berouna, který by měl být součástí západní části III. tranzitního železničního koridoru v úseku Praha–Plzeň–státní hranice. Z variant ve zpracované studii jednoznačně vyplývá, že pro splnění parametrů vysokorychlostní železnice bude nutné zvolit trasu zahrnující výstavbu dlouhých tunelů. Trasa ražených tunelů by měla mít celkovou délku asi 24 km. Z ekonomických rozborů a ze zahraničních zkušeností jasně vyplývá, že pro navrhované délky tunelů je nejvhodnější uvažovat ražbu plnoprofilovým razicím strojem (TBM), i když není možné opomenout riziko případných krasových jevů, zejména v úseku mezi Loděnicemi a Berounem. Konvenční (cyklické) metody jsou rozhodně nejrozšířenější metodou tunelování v Evropě a v současnosti také u nás. Hlavním představitelem konvenčních metod je Nová rakouská tunelovací metoda (NRTM), která se nazývá např. v Německu „metoda stříkaného betonu“ a v Anglii „metoda stříkaného ostění“. 6/2006

3

TÉMA TOPIC

NRTM vědomě a cíleně využívá nosných vlastností horninového masivu s cílem optimalizovat proces ražení i zabezpečování výrubu a minimalizovat s tím spojené náklady. Působení horninového masivu v okolí výrubu jako nosného prvku je dosahováno jeho co nejmenším porušením při rozpojování horniny, co nejrychlejším zpevněním povrchu výrubu stříkaným betonem a použitím zpravidla radiálních kotev. Spolupůsobením horninového masivu s primárním (vnějším) ostěním vzniká nosný systém přenášející zatížení/napětí vzniklá v masivu provedením výrubu. Nedílnou součástí NRTM je geotechnický monitoring opírající se hlavně o měření deformací tunelového výrubu. NRTM se tak z hlediska geotechnického řadí do skupiny observačních metod, u kterých je průběh výstavby průběžně sledován a způsob ražby a zajištění výrubu primárním ostěním jsou upravovány podle

pro pěší pod valem Prašného mostu v Jelením příkopu na Pražském hradě, kde je definitivní ostění vyzděno z architektonických důvodů z pálených cihel (obr. 1). Pro primární ostění, které zajišťuje stabilitu výrubu nejméně do doby vybetonování definitivního ostění, se používá většinou stříkaný beton doplněný zpravidla kotvami, příhradovými nebo plnostěnnými obloukovými nosníky a výztužnými sítěmi nebo dalšími doplňkovými opatřeními (jehly, mikropiloty, injektáže). Uplatňuje se také stříkaný drátkobeton. V případě jeho použití zpravidla odpadá zčásti či plně osazování tradičních ocelových výztužných prvků. Spolupůsobení primárního ostění s horninovým masivem je zajištěno soudržností líce výrubu s kontaktně nanášeným stříkaným betonem doplněným o systémově či místně účelově rozmístěné svorníky či kotvy. Spojení stříkaného betonu s horninou spolu s jeho rychlým náběhem tuhnutí a tvrdnutí zabraňuje rozvolnění líce výrubu. V brzké době po nástřiku je ostění schopno přenášet prvotní zatěžovací stavy při současně probíhající redistribuci (zrovnoměrnění) napjatosti, kterou umožňují plastické deformace neztvrdlého stříkaného betonu na jeho kontaktu s horninou.

Obr. 2 Oblast křivky J2 dle „Směrnice pro stříkaný beton“ Rakouského betonářského spolku (1998) Fig. 2 J2 curve section according to the “Guideline for Sprayed Concrete“ of the Austrian Concrete Association Obr. 1 Průchod pro pěší valem Prašného mostu na Pražském hradě Fig. 1 Passage for pedestrians through the embankment of the Powder Bridge at the Prague Castle

skutečného chování výrubu a horninového masivu. Z uvedeného vyplývá, že u podzemních staveb musíme počítat se značnou nejistotou ve znalosti geotechnických vlastností horninového masivu, na jehož skutečné vlastnosti zastižené při ražbě je nutné reagovat zvýšením nebo zmenšením zajišťovacích prvků primárního a někdy následně i definitivního ostění. Proto, aby bylo možné využít všech výhod NRTM, je nutné vytvořit odpovídající organizační a smluvní podmínky. OSTĚNÍ TUNELŮ Beton je dnes až na určité výjimky dominantním materiálem pro ostění tunelů. Není proto vhodné používat termín „obezdívka“, který vyvolává představu, že konstrukce tunelu se vyzdívá, což při ostění z monolitického i stříkaného betonu je přinejmenším zavádějící. O obezdívce bychom mohli mluvit např. u podchodu 4

Technologie stříkaného betonu našla své největší uplatnění právě v podzemním stavitelství. K jeho výhodám patří zejména nepotřebnost vnějšího bednění, neboť doléhá těsně na líc výrubu, a tím zabraňuje zvětrávání a rozvolnění horniny, lze jej stříkat i na mokrý povrch či povrch s menšími výrony vody a svým rychlým nárůstem tuhnutí a pevnosti zajišťuje stabilitu výrubu pro podmínky ražeb i v krátkodobě stabilním horninovém masivu. Nevýhody stříkaného betonu vyplývají z technologie nanášení, která je závislá na celé řadě faktorů. Na jejím konci je to pak „lidský činitel“, který způsobem provádění nezastupitelně rozhoduje o finální kvalitě nastříkané vrstvy. Nevýhodou oproti standardnímu monolitickému betonu jsou spad sestávající z odražených částic betonové směsi, prašnost (především u suchého způsobu) a vyšší cena.


6/2006

TÉMA TOPIC Stříkaný beton lze aplikovat suchým a mokrým způsobem. Výhody a nevýhody obou způsobů determinují jejich volbu pro konkrétní případ aplikace. Zjednodušeně lze říci, že mokrý způsob by měl mít přednost pro své hygienicky vhodnější podmínky provádění a dále tam, kde je možno najednou stříkat větší množství směsi. Suchý způsob, který vykazuje větší procento spadu, je výhodnější při malých množstvích zpracovávané betonové směsi na jeden záběrový krok (malé ražené profily), při nutnosti rychle reagovat na nestabilní podmínky na líci a zejména čelbě výrubu či při hojných průsacích podzemní vody do výrubu v průběhu ražby. Z hlediska vlastností, technologie provádění a použití v podzemním stavitelství je nutné respektovat jeho určité odlišnosti od monolitického betonu. Je to především větší vliv tzv. „lidského činitele“. Pracovník, který stříkaný beton nanáší (operátor trysky nebo nastříkávač), musí být pečlivě vybrán, důkladně proškolen a zacvičen. Postup a způsob nanášení je pro dosažení požadovaných vlastností stříkaného betonu podstatný. Jedná se např. o dodržování kolmosti dopadu proudu stříkaného betonu na podklad, dodržování stanovené vzdálenosti trysky od podkladu v závislosti na dalších parametrech provádění (např. podle výkonu stříkacího stroje a množství přidávaného vzduchu do trysky), dodržování odlišností postupu nanášení po ploše boků či kaloty výrubu, optimální dávkování urychlující přísady apod. Současné tendence směřují k zabezpečování co nejvyšší kvality zejména u definitivních konstrukcí ze stříkaného betonu formou vyšší kvalifikace nastříkávače na základě úspěšného teoretického a praktického přezkoušení (získání certifikátu). Projektem požadované vlastnosti stříkaného betonu musí odpovídat účelu budované konstrukce. Jiné budou pro stříkaný beton bez statické funkce (např. vyrovnání povrchu či úprava podkladu pod mezilehlou izolaci) nebo pro konstrukce s dočasně uvažovanou statickou funkcí (případ primárního ostění). Nejpřísnější kritéria budou pro konstrukci trvalého charakteru, kde se vyžaduje dlouhodobá trvanlivost, odolnost vůči mrazovým cyklům, zvýšená vodonepropustnost apod. Vlastnosti stříkaného betonu požadované projektem se prokazují na základě průkazních a kontrolních zkoušek. Průkazní zkoušky před zahájením stavby by měla provádět jen akreditovaná laboratoř se zkušenostmi v oblasti stříkaného betonu. Navržená směs musí při zkoušce stříkáním (nutno použít stejné zařízení, jaké bude později na stavbě užíváno) prokázat požadované vlastnosti mladého a ztvrdlého stříkaného betonu i technologické vlastnosti potřebné pro provádění. Důležité je sledování vývoje pevnosti mladého stříkaného betonu, tj. do stáří 24 h od nástřiku. V prvních minutách po nástřiku musí probíhat tuhnutí v předem vymezených mezích, které zaručují relativně co nejnižší spad (ne příliš rychlé tuhnutí) a současně umožňují nástřik větších vrstev stříkaného betonu při nástřiku klenby výrubu (dostatečně rychlé tuhnutí). Nárůst pevnosti do hodnoty 1 N/mm2 se zjišťuje penetrační jehlou, pro vyšší pevnosti pak přístrojem Hilti–Tester 4. Nárůst pevnosti mladého stříkaného betonu pro konstrukce se statickou funkcí by měl odpovídat křivce J2 (obr. 2). Z hlediska statické funkce je zpravidla ve statickém výpočtu uvažováno s reologickým chováním stříkaného betonu. Pro náročnější geologické podmínky jsou proto kromě pevnosti stříkaného betonu v tlaku vyhodnocovány kromě dvacetičtyřhodiBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Obr. 3 Pohled na bednící vůz pro betonáž definitivního ostění tunelu Fig. 3 View of a formwork carriage for concreting of the final tunnel lining

nové a dvacetiosmidenní pevnosti také pevnosti např. po 48 nebo 72 h. Kontrolní zkoušky jsou prováděny na odvrtaných jádrech získaných in situ z hotové konstrukce nebo jsou zkušební tělesa získávána odvrtáním či vyřezáním ze zkušebních forem (vystříkají se dřevěné formy rozměrů 500 x 500 x 150 mm bez spodního čela). Kromě standardní pevnosti po 28 dnech je zpravidla kontrolován také vývoj pevnosti mladého betonu stejně jako u průkazní zkoušky. Podobně jako u monolitického betonu jsou důležité teplotní podmínky určované okolním ovzduším, namíchanou betonovou směsí i teplotou podkladu. Teplota nanášené směsi by se měla v optimálním případě pohybovat mezi 13 až 25 °C. Nižší teplota zpomaluje náběh pevnosti a prodražuje aplikaci vyšší spotřebou urychlující přísady, vyšší teplota urychluje hydrataci Obr. 4 Tunel Mrázovka – montáž výztuže definitivního ostění Fig. 4 Mrázovka Tunnel – assembly of the reinforcement of the final lining

6/2006

5

TÉMA TOPIC

a zkracuje zpracovatelnost směsi. Teplota směsi by nikdy neměla klesnout pod 5 °C stejně jako u monolitických betonů, neboť hydratační proces se prakticky zastaví podobně jako funkčnost urychlující přísady. Důležitý je také stav podkladu, tj. povrch výrubu. Je nutné např. organizovaně odvést větší průsaky vody pomocí drenážních kanálků nebo osadit na líci výrubu nopované fólie. V tomto článku bylo možné se pouze heslovitě zmínit o problematice použití stříkaného betonu v podzemních stavbách. Zájemce o podrobnější informace odkazujeme např. na „Zásady pro používání stříkaného betonu“, které zpracovala pracovní skupina pro stříkaný beton Českého tunelářského komitétu ITA/AITES (jejich text lze nalézt na webových stránkách: www.ita-aites.cz). Novým trendem při použití stříkaného betonu v podzemních stavbách je ostění, které v určitých geotechnických podmínkách slučuje funkce primárního i definitivního ostění (jednoplášťové ostění). Stříkaný beton pak musí mít vlastnosti požadované pro definitivní ostění (trvanlivost, mrazuvzdornost, odolnost proti působení posypových solí apod.).

Obr. 5 Dálniční tunely – montáž bednícího vozu před severním portálem Fig. 5 Panenská motorway tunnels – assembly of the formwork carriage in front of the north portal

Definitivní ostění ražených úseků tunelů se obvykle provádí z monolitického betonu. Pokud ostění tunelu plní kromě nosné funkce i funkci hydroizolační, je nutno konstrukci dimenzovat s ohledem na přípustnou šířku trhlin a maximální přípustnou hloubku průsaku. V tomto případě je ostění zpravidla vyztuženo. Použití vodonepropustných ostění je stále více preferováno u konstrukcí zatížených hydrostatickým tlakem, kde by sanace netěsností v případě použití hydroizolační fólie představovala obtížně řešitelný problém. K průsaku vody ostěním dochází zpravidla v místě oslabení betonu, nikoli v místě poškození izolační fólie. Při sanování průsaku dochází pouze k přesunu problému na jiné obdobně oslabené místo ostění. Proto je v těchto případech prosazováno použití pojistných hydroizolačních systémů s možností doinjektování celého sektoru ostění. Naproti tomu k průsaku vody v případě použití vodonepropustného 6

ostění bez izolačního pláště dochází v místě skutečné poruchy ostění, kterou lze snadno lokalizovat a následně sanovat. Při použití vodonepropustných ostění je třeba konstrukci řešit komplexně, tj. včetně těsnění pracovních a dilatačních spár, technologického postupu betonáže apod. Pokud je mezi primární a definitivní ostění instalována mezilehlá izolace, není nutno posuzovat jeho vodonepropustnost. V závislosti na skutečně zastižených geotechnických podmínkách a z nich vyplývajícím reálném zatížení konstrukce lze ostění v mnoha případech navrhnout z nevyztuženého betonu. V souvislosti s betonáží definitivního monolitického ostění probíhá řada činností, které jsou prováděny proudovou metodou. Před betonáží horní klenby tunelu jsou vybetonovány patky, nebo spodní klenba definitivního ostění. Na připravenou kolejovou dráhu jsou nasazeny vozy na profilování primárního ostění a přípravu podkladní vrstvy izolace, vůz na instalaci mezilehlé izolační nebo separační fólie, vlastní bednicí vůz a případně vozy na ošetřování betonu po odbednění. Zatímco většinu popsaných vozů představují lehké montážní plošiny, v případě bednicího vozu se jedná o ocelový „most“ délky 7 až 12,5 m a tvaru odpovídajícímu vnitřnímu líci definitivního ostění. Hydraulicky ovládaná forma se zařízením na postupné betonování (rozdělovač betonu) a se soustavou příložných vibrátorů rozmístěných po obvodu formy (obr. 3) umožňuje betonáž ostění tunelu v požadované kvalitě. Rychlost betonáže se pohybuje okolo jedné sekce za den. Při nepřetržitém provozu a za dobrých podmínek prostředí lze vybetonovat až 80 m tunelu za týden. K odbednění sekce dochází zpravidla po 24 h a okamžik odbednění závisí zejména na dimenzích ostění, tvaru tunelu a náběhu pevnosti betonu v čase. Objem betonu v sekci se u dopravních tunelů pohybuje nad hodnotou 90 m3. Značný objem betonu a krátká doba odbednění způsobují, že u odbedněné sekce dochází ke značnému vývinu hydratačního tepla. S tím souvisí nutnost ošetřování betonu nejen z důvodu vysychání, ale zejména nerovnoměrného ochlazování, které může být příčinou vzniku trhlin. Ošetřovací vůz, jedoucí ihned za bednícím vozem, vytváří pro čerstvě odbedněný beton potřebné mikroklima. Délka ošetřovacího vozu dosahuje zhruba trojnásobku délky bednícího vozu. Při betonáži ostění je nutno dbát zvýšené pozornosti při dobetonovávání vrchlíku tunelu. Vhánění betonové směsi pod tlakem by mohlo způsobit deformaci konstrukce bednicího vozu, nebo posun formy. Proto jsou ve vrcholu ostění ponechány injektážní otvory a k nízkotlakému doinjektování vrchlíku dochází s odstupem zpravidla 28 dnů po betonáži. Provádění definitivního monolitického ostění má v porovnání s pozemními konstrukcemi i některé další aspekty. V případě vyztužených ostění s mezilehlou izolací je nutno dbát při montáži výztuže zvýšené opatrnosti, aby nedošlo k jejímu poškození. V souvislosti s nevyztuženým ostěním je třeba řešit problematiku vzniku trhlin. Ta souvisí i s požadavky na zajištění mrazuvzdornosti a odolnosti proti agresivitě prostředí. Vznik trhlin je přirozenou vlastností tunelových ostění. Podstatná je jejich šířka, hloubka, směr a četnost. V zadávacích podmínkách je nutno definovat požadavky na kvalitu líce ostění, přičemž jiná kritéria jsou použita pro vyztužený, resp. nevyztužený beton. V některých konstrukcích je vhodné zvážit použití samozhutnitelného betonu. Významnou roli při navrhování tunelových ostění hraje i po-


6/2006

žární odolnost konstrukce, a to zejména v souvislosti s požáry v alpských tunelech. Kritéria je nutné volit podle konkrétní podzemní stavby. Větší pozornost jistě vyžadují tunely, kde by případný kolaps konstrukce ostění vyvolal následné škody na povrchu území. P O D Z E M N Í S TAV BY V Č E S K É R E P U B L I C E P O R O C E 2 0 0 0 Z automobilových tunelů byl zatím technicky nejnáročnějším dílem tunel Mrázovka dokončený v roce 2004 (obr. 4). Tento tunel délky 1 300 m je významnou částí severozápadního sektoru městského okruhu v Praze. Tunel byl ražen ve dvou paralelních třípruhových troubách se dvěma náročnými rozplety (max. plocha 340 m2) do odbočovacích tunelových větví. Podstatným problémem pro návrh definitivního ostění byly vedle horninových tlaků též tlakové účinky podzemní vody, nacházející se v horninovém masivu. Nakonec bylo nutné staticky i konstrukčně zakomponovat desku, která nese vozovku, jako táhlo ztužující definitivní ostění tunelu. Z dalších automobilových tunelů je vhodné připomenout tunely Panenská v Krušných horách na dálnici D5, které svojí délkou cca 2 000 m asi budou dlouho nejdelšími dálničními tunely na území ČR (obr. 5). Technicky zajímavý je podstatně kratší dálniční tunel Valík na obchvatu dálnice D5 kolem Plzně. Tunel má dvě tunelové trouby délky 390 a 380 m se dvěma jízdními a jedním odstavným pruhem. Zvláštností je, že obě tunelové trouby jsou uloženy těsně vedle sebe bez horninového mezipilíře a mají společný středový železobetonový pilíř (obr. 6). Toto řešení bylo zvoleno s ohledem na požadavek ekologů minimalizovat trvalé zábory pozemků v příportálových úsecích dálnice a je mnohem složitější než u dvojice samostatných tunelových trub s mezilehlým horninovým pilířem. Staticky a technologicky nejsložitější konstrukcí byl železobetonový středový pilíř mezi oběma tunely. Ten přenáší celé zatížení horninového masivu, neboť s ohledem na nízké nadloží a šířku obou tunelů se nevytvořila přirozená horninová klenba. Pilíř byl proveden ze samozhutnitelného betonu C20/25-XF1. Další velké automobilové tunely, které na zahájení provozu nebudou dlouho čekat, jsou např. tunely na rychlostním okruhu kolem Prahy Lochkov a Komořany; tunel Dobrovského v Brně a výjimečný projekt Blanka na pražském městském okruhu. Stavbu nových železničních tunelů vyvolala modernizace tratí ČD, zahájená v 90. letech. Jako první byl v roce 2002 zprovozněn 390 m dlouhý dvoukolejný tunel Vepřek nedaleko Kralup nad Vltavou, který byl také prvním železničním tunelem u nás raženým pomocí NRTM. V letech 2004 a 2005 dokončená soustava tunelů ražená NRTM na optimalizovaném úseku trati Česká Třebová–Přerov. Jedná se celkem o pět tunelů – Krasíkovský, Tatenický, Hněvkovský I a II a Malá Huba v délkách podle pořadí 1 099 m, 141 m, 324 m, 180 m a 462 m. V současnosti je největší železniční stavbou v České republice stavba Nového spojení, která kapacitně propojí pražské Hlavní nádraží a Masarykovo nádraží se stanicemi Praha–Libeň, Praha–Vysočany a Praha–Holešovice. Její součástí je mimořádná čtyřkolejná železniční estakáda navazující na východní zhlaví Hlavního nádraží a dva dvoukolejné tunely procházející vrchem Vítkov v délce přes 1 km. Technicky náročné bylo vybudování obou portálů, a to z důvodu stísněných poměrů v prudkém svahu (obr. 7).

síla zkušenosti Mott MacDonald Ltd. je jedna z největších světových multi-disciplinárních projektově inženýrských konzultačních společností Mott MacDonald Praha, s.r.o. je česká pobočka mezinárodní společnosti Mott MacDonald Ltd. Naše organizace poskytuje služby v mnoha oblastech inženýrského poradenství a projektového managementu. Jedná se o poradenské služby, zpracování studií ekonomického hodnocení, zpracování a posuzování všech stupňů projektové dokumentace, řízení a supervize projektů. Tyto činnosti zajišťujeme v těchto oblastech: Silnice a dálnice Železnice Mosty a inženýrské konstrukce Tunely a podzemní stavby Vodní hospodářství Životní prostředí Geodetické práce Grafické aplikace Inženýring a konzultační činnost Kontakt: Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. Ing. Jiří Petrák Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810 www.mottmac.cz, e-mail: [email protected]

7

TÉMA TOPIC

veb, především kolektorů v Praze, Brně a Ostravě, ale i výstavba nových ražených kanalizačních sběračů. Naopak útlum je v oblasti hydrotechnických staveb a staveb ostatních, kam patří pozoruhodná stavba podzemního zásobníku zemního plynu Příbram s kapacitou 80 mil. m3 při tlaku 12,5 MPa, která byla dokončená v roce 1998. Z ÁV Ě R Téma tohoto čísla časopisu Beton TKS dobře koresponduje se skutečností, že v roce 2007 se bude v Praze konat shromáždění odborníků z oblasti podzemních staveb z celého světa. Od 5. do 10. května 2007 se uskuteční v Pražském kongresovém cent-

Obr. 6 Pohled na vybetonovaný středový pilíř primárního ostění tunelu Valík Fig. 6 View of the concreted central pillar of the primary lining of the Valík Tunnel

Rozšiřování pražského metra pokračuje prodloužením trasy C, kde byl dokončen a uveden do provozu provozní úsek IVC1. Ten zahrnul dva unikátní objekty. Především i světově oceněný přechod metra přes řeku Vltavu pomocí vysouvaných tunelů vybetonovaných v suché jímce na pravém břehu řeky. Z tunelářského hlediska byla mimořádná první jednolodní stanice na pražském metru, která vyžadovala vytvoření podzemní kaverny o příčném profilu 228 m2 (obr. 8). V současné době se stavebně dokončují tunely provozního úseku IVC2, kde bylo provedeno přes 2,3 km ražených tunelů. Pokračuje také rozvoj dalších komunálních podzemních staObr. 7 Západní portálová jáma připravená pro ražbu vítkovských tunelů Nového spojení Fig. 7 West portal pit prepared for drilling Vítkov tunnels as part of the New Connection Obr. 8 Jednolodní stanice Kobylisy na trase C pražského metra. Fig. 8 Single-bay station Kobylisy on line C of the Prague metro

ru Světový tunelářský kongres WTC 2007 a současně proběhne 33. Valné shromáždění mezinárodní tunelářské asociace ITA/ AITES. Pořadatelem této prestižní akce je Český tunelářský komitét ITA/AITES. Jedna ze sekcí jednání kongresu bude věnována použití betonu v podzemních stavbách. Doufáme, že mnoho čtenářů tohoto časopisu se kongresu zúčastní. Více informací lze nalézt na webových stránkách: www.wtc2007.org.

Ing. Ivan Hrdina předseda Českého tunelářského komitétu ITA/AITES výrobně-technický ředitel Metrostav, a. s.

8


6/2006

PROFILY PROFILES

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ – KVALIFIKOVANÝ PARTNER PRO PROJEKTANTY I INVESTORY

Sdružení pro sanace betonových konstrukcí bylo založeno v roce 1992 jako reakce na změnu společenských podmínek a bouřlivě se rozvíjející obor sanací betonu a železobetonu. Trvanlivost betonu byla v 19. století a v první polovině 20. století zcela mimo diskuzi. Staré hrubě mleté cementy totiž zajišťovaly dlouhodobě nárůsty pevnosti betonu. Je přirozené, že za této situace nikdo nepochyboval o trvanlivosti betonu. Počátkem 50. let se začaly vyvíjet přesné výpočtové metody a tloušťka konstrukčních prvků se začala zmenšovat. Změnila se i plynná atmosféra v městech a průmyslových aglomeracích. Koncentrace oxidu uhličitého i oxidu siřičitého se postupně zvyšovaly. Uživatelé začali s překvapením zjišťovat, že se výrazně zkracuje doba mezi realizací konstrukce a její první opravou. V 70. letech v Německu začali postupně opravovat železobetonové konstrukce, které postavili v 50. letech. V 80. letech měly opravy již masový charakter. Sanace se postupně stávaly svébytným oborem. Velcí investoři si začali zároveň uvědomovat, že neexistují normy ani jiné technické regulativy, které by umožnily tyto sanace zadávat, projektovat, kontrolovat jejich kvalitu a provádět další údržbu již sanovaných objektů. Začaly vznikat speciální technické podmínky pro nový obor. Jedny z prvních vydalo německé spolkové Ministerstvo dopravy a byly používány i dalšími německými investory. Počátkem 90. let se sanace betonu a železobetonu rozběhly naplno i v tuzemsku. Zpočátku byly převážně používány překlady německých technických podmínek. Později vydalo právě nově utvořené Sdružení pro sanace betonových konstrukcí (SSBK) své vlastní Technické podmínky, stejně tak jako velcí investoři, např. Ředitelství silnic a dálnic a České energetické závody. Sdružení pro sanace betonových konstrukcí se v 90. letech zasloužilo o pokrok v nové, rozvíjející se oblasti zejména pořádáním konference „Sanace“, která se koná od roku 1992 tradičně v pavilonu A na Brněnském výstavišti.

10

Stejně intenzivní činnost vyvíjí SSBK při pořádání vzdělávacích kurzů Sanace I, Sanace II a Vady a poruchy staveb – poučení z chyb. Od roku 1994 bylo ve spolupráci s Kloknerovým ústavem ČVUT proškoleno více než 1 800 pracovníků z praxe, a to jak projektantů, tak pracovníků z prováděcí a investorské sféry. Jako lektoři vystupují přední odborníci z oboru. Kurzy jsou zakončeny zkušebním testem a o absolvování je vydáváno osvědčení. Kurzy jsou akreditovány u České komory autorizovaných inženýrů a techniků a jejich absolvování je hodnoceno třemi body. Osvědčení o absolvování kurzů si získalo autoritu a je vyžadováno řadou investorů jako kvalifikační doklad při soutěžích, resp. výběrových řízeních. Sdružení pro sanaci betonových konstrukcí zpočátku vydávalo svůj odborný časopis. Později se spojilo s výrobci cementu a betonu a Českou betonářskou společností k vydávání časopisu Beton – technologie, konstrukce, sanace (BETON TKS), který průřezově informuje o problematice betonových konstrukcí. SSBK se významně podílí na přebírání evropských norem v oblasti sanací. V současnosti je ve Sdružení čtyřicet dva firem, které se dlouhodobě profilují v oblasti sanací. Členové Sdružení mají prokazatelné reference v této oblasti a pro investory i projektanty jsou tedy jistotou v odbornosti a kompetentnosti. Členové Sdružení mohou svými zkušenostmi i inženýrskou erudicí významně napomoci investorské i projekční sféře s přípravou a projektováním sanací a rekonstrukcí všech typů objektů. Sdružení pro sanace betonových konstrukcí dále intenzivně rozvíjí svou činnost a snaží se udržovat obor na špičkové evropské úrovni.

Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc. Sdružení pro sanace betonových konstrukcí e-mail: [email protected] www.ssbk.cz


6/2006

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

DEFORMACE VYSOKÉ ZÁRUBNÍ ZDI TVOŘENÉ PILOTOVOU STĚNOU DEFORMATION OF A HIGH RETAINING WALL MADE BY A PILE WALL JAN MASOPUST V příspěvku je popis návrhu a stavby zárubní zdi podél úseku dálnice D8 u Ústí nad Labem. Zeď je tvořena pilotovou stěnou celkové délky 312 m a volné výšky 5 až 15 m. Jsou navrženy vrtané piloty profilu 1,2 m v osových vzdálenostech po 1,8 až 2 m a kotveny jsou až ve třech úrovních přes železobetonové průběžné převázky trvalými pramencovými kotvami délky až 25 m. Podrobně je popsán monitoring deformací této zdi a srovnání skutečného stavu s matematickým modelem, přičemž shoda byla uspokojivá. This paper describes the design and construction of a retaining wall along the D8 motorway section near Ústí nad Labem. The wall is made by a pile wall of a total length of 312 m and an unsupported height from 5 to 15 m. Bored piles are designed with a diameter 1.2 m in axial distances from 1.8 to 2 m; they are anchored at up to three levels across continuous reinforced concrete sp anchors using permanent anchorage for anchoring strand cables up to 25 m long. The article further describes the monitoring of deformations of the wall in detail, and compares the real state with the mathematical model. The agreement was satisfactory. V souvislosti s výstavbou dálnice D8 Praha-Drážďany bylo nutné ve stavebním úseku 0807/I Trmice-Knínice vybudovat po levé straně dálnice mohutnou zárubní zeď. Zeď má celkovou délku 312 m, volnou výšku 5 až 15 m a pohledovou plochu 3 600 m2. Dálnice zde prochází odřezem v místě výsypky bývalého lomu Gustav, později A. Zápotocký a zeď zajišťuje její svislý odřez téměř v celé její mocnosti. Zárubní zeď se skládá z vlastní nosné konstrukce tvořené kotvenou pilotovou stěnou (obr. 1) a z pohledové konstrukce skládající se ze zavěšených betonových panelů s povrchovou úpravou tvořenou profilací, takže v pohledu je na zdi vytvořen stylizovaný reliéf Českého středohoří (obr. 2 a 3). Návrh zdi prošel dosti dramatickým vývojem, jenž byl zapříčiněn jednak úcty12

hodnými rozměry a tvarem zdi, jednak mimořádně komplikovanými geotechnickými poměry – prostředím výsypky hnědouhelného dolu. V návrhu se projektant snažil uplatnit observační metodu popsanou zejména v EC 7-1: Navrhování geotechnických konstrukcí, nicméně uspěl pouze částečně, neboť hlavní dodavatelé stavby a zejména investoři nejsou zatím připraveni zásady této moderní metody zcela přijmout. Součástí návrhu byl tedy poměrně rozsáhlý monitoring skutečného chování konstrukce, jenž byl však realizován pouze částečně. Přesto jsou některé jeho výsledky zajímavé a stojí za publikování. G E OT E C H N I C K É P O M Ě RY Geotechnické poměry jsou dány zejména prostředím výsypky dolu Gustav (A. Zápotocký), jejíž stáří je kolem 35 let. Jde o jemnozrnné zeminy s úlomky jílovců a s polohami uhelných jílů, jejichž mocnost dosahuje v nejvyšší části odřezu kolem 12 m, na obou koncích opěrné zdi se zmenšuje tak, jak klesá terén, až asi na 2 m. Lze tedy konstatovat, že podstatnou část profilu za rubem zárubní zdi tvoří právě zeminy vzniklé, resp. přemístěné lidskou činností. V jejich podloží je potom původní zemina tvořená písčitým jílem o mocnosti do 2 m a pod nimi se nacházejí tufy různého zrnitostního složení, jež mají dosti rozdílný charakter – od jílů pevné konzistence po brekcie charakteru zpevněného štěrku s jemnozrnnou příměsí. Lze konstatovat, že jejich mechanické vlastnosti, tj. zejména smyková pevnost se s hloubkou zlepšují. Souvislá hladina podzemní vody byla zastižena v rozmezí kót 193,0 až 195,0 m n. m., tedy pod patou zárubní zdi, nicméně zeminy vlastní výsypky, díky své mezerovitosti, obsahují velmi nepravidelné, často nespojené lokální zvodně, jež bylo třeba v důsledku vzniku odřezu odvodnit. N ÁV R H Z Á R U B N Í Z D I Zárubní zeď v km 81,552 až 81,858 je tvořena pilotovou stěnou z vrtaných pilot profilu 1 180 mm v osových vzdálenostech po 2 m, resp. 1,8 m (dle výšky zářezu). Délky pilot jsou od 7 po 19 m a je-

jich celkový počet je 163 kusů. Zeď je v rozhodující délce 282,6 m v půdorysném oblouku o velkém poloměru, v koncové části v délce 21,7 m se od krajnice dálnice odchyluje. Niveleta zdi nejprve stoupá od úrovně 204,5 po kótu 218,3 v délce 124,5 m, dále je vodorovná na délku 79 m a posléze klesá na kótu 211,9 m n. m. Maximální volná výška zdi po vybudování dálnice je 15,1 m, výkop před zdí v příslušném stavebním stádiu vytváří největší volnou výšku 16,3 m. Piloty jsou v hlavě spojeny monolitickým trámem 0,8 x 1,84 m, do nějž bude ukotvena prefabrikovaná římsa se zábradlím. Hlavový trám je dilatován po typických úsecích délky 19,76 m. Stabilitu konstrukce zajišťuje kotvení v jedné až třech úrovních realizované přes železobetonové monolitické převázky 0,75 x 0,8 m vetknuté do pilot. Horní převázka „c“ má celkovou délku 197 m, je na úrovni cca 214,0 m n. m. a slouží pro celkem 37 trvalých kotev 6xLp 15,7 mm délky 13 + 12 = 25 m v typických osových vzdálenostech po 5,4 m. Střední převázka „b“ má délku 250 m, její povrch je na kótě 210,0 m n. m. a slouží pro 65 trvalých kotev 6xLp 15,7, resp. v části 8xLp 15,7 délky 9 + 12 = 21 m v typických roztečích 5,4 m vystřídaně vzhledem ke kotvení horní převázky. Konečně spodní převázka „a“ má délku 212 m, horní povrch na 206,0 m n. m. a obsahuje celkem 68 kotev 6xLp 15,7 délky 6 + 12 = 18 m opět po 5,4 m. Výkop před stěnou zasahuje na úroveň cca 202,0 m n. m. a slouží pro zřízení monolitického základového pasu, o nějž se budou opírat pohledové prefabrikáty. Prostor mezi pilotami, jehož šířka je 0,6 až 0,8 m je odvodněn pomocí perforovaných PE hadic profilu 80 mm obalených geotextilií. Hadice jsou vyvedeny těsně nad základový pas do žlábku, odkud je voda svedena do podélného odvodňovacího žlabu dálnice. Konečně je tento pás opatřen stříkaným betonem tloušťky 150 mm se dvěma výztužnými sítěmi kotvenými do pilot. Pramencové kotvy jsou trvalé, opatřené dvojitou antikorozní úpravou a mají jednotné kořeny délky 12 m. Pracovní síly v kotvách dosahují 550 až 750 kN. Vrtané piloty jsou z betonu C25/30-XA1, hlavový trám


6/2006

STAVEBNÍ


Obr. 1 Pohled na dokončenou pilotovou stěnu před osazováním panelů Fig. 1 View of the finished pile wall prior to the setting of panels

a převázky jsou z betonu C25/30-XF3. Pohled na úsek kotvené pilotové stěny je na obr. 4, charakteristický příčný řez v místech její maximální výšky je na obr. 5. Opěrná zeď je opatřena povrchovou úpravou, jež sestává z menší části (při obou koncích) z monolitického betonu, v rozhodující ploše ji tvoří železobetonové prefabrikáty tloušťky 0,16 m, typické šířky 2 m a výšky 3,96 m. Z tloušťky 0,16 m činí 0,11 m vlastní betonové jádro a 50 mm je na profilaci. Jsou vyráběny z betonu kvality C45/55-XF4 a zavěšeny jsou jak do hlavové převázky, tak do převázek kotevních. Každý panel má v horní úrovni dvě nerezové rektifikovatelné závěsné kotvy HALFEN a ve všech rozích jsou rozpěrné šrouby DS-13, pomocí nichž se panely opírají o svislé plochy trámů. Mezi vodorovnou plochou základu a spodní hranou panelu je spára tloušťky 50 mm, ve vodorovném směru je zachován odstup panelů od svislých ploch 100 mm. Vyprojektované zavěšení panelů umožní jejich případnou demontáž v případě potřeby. MONITORING

P Ř I V Ý S TAV B Ě

ZÁRUBNÍ ZDI

Součástí realizačního projektu byl monitoring realizovaný v průběhu výstavby, jež sestával z následujících měření: • geodetického měření deformací konstrukce na hlavové převázce, kde měly být umístěny klasické geodetické značky po cca 40 m, tj. po každém druhém dilatačním úseku – celkem osm značek, • měření přetvoření konstrukce, resp. jejich svislých nosných prvků – pilot ve svislém směru pomocí inklinometrie; navrženo bylo celkem pět profilů (piloty č. 31, 79, 99, 115 a 132), tedy pět inklinometrických trubek zabetonovaných do pilot, Obr. 2 Pohled na zakrytou pilotovou stěnu před dokončením Fig. 2 View of the covered pile wall before completion Obr. 3 Detailní pohled na obkladní panely s profilací Fig. 3 Detailed view of the facing panels with moulding BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

6/2006

13

STAVEBNÍ


Etapa č. Charakteristika Před zahájením výkopových prací 0 (0-čtení u inklina a geodet. značek) 1 Výkop na 1. kotevní úroveň 2 Zakotvení 1. kotevní úrovně 3 Výkop na 2. kotevní úroveň 4 Zakotvení 2. kotevní úrovně 5 Výkop na 3. kotevní úroveň 6 Zakotvení 3. kotevní úrovně 7 Maximální výkop Osazení panelů a def. úprava dálnice 8 (kolaudace objektu) Četnost dalších měření bude navržena na 9–? základě předchozího chování konstrukce Tab. 1 Navržené četnosti měření Tab. 1 Designed frequency of measurements

Obr. 4 Pohled na úsek kotvené pilotové stěny Fig. 4 View of a section of the anchored pile wall

Obr. 5 Typický příčný řez zárubní zdi tvořené kotvenou pilotovou stěnou Navržené četnosti měření jsou uvedeny v tab. 1 Fig. 5 Typical cross section of the retaining wall made by the anchored pile wall

• velikosti a změny kotevních sil při jednotlivých zatěžovacích stavech; vybráno bylo celkem třináct kotev, z čehož čtyři byly na horní převázce, pět na střední převázce a čtyři na spodní převázce. Skutečnost se však poněkud lišila od návrhu a v dosavadním průběhu stavby, kdy koncem června 2006 došlo k montáži obkladních panelů se uskutečnila následující měření: • při geodetických měřeních bylo osaze-

ŘEZ v km 81,680

G4

F8

F8

R5

R4 (R3)

14

no a měřeno celkem třicet dva bodů umístěných na hlavové převázce, a to vždy po obou stranách příslušných dilatací; měřeno bylo 7. června 2005 (I), 28. července 2005 (II), 6. prosince 2005 (III) a 8. června 2006 (IV). Výsledky měření jsou věrohodné pouze zčásti, a to zhruba do bodu 21, který odpovídá staničení km 81,740, což je ve vzdálenosti asi 186 m od začátku zdi. Příslušné vektory polohových deformací směřují směrem do jámy a dosahují max. velikosti 21 mm (při požadované přesnosti měření ± 2 mm). Ve zbylé části zdi směřují vektory deformací směrem do zeminy, což není reálné. Velikosti svislých deformací odpovídají zhruba přesnosti měření, což není překvapivý závěr. Nesrovnalosti v měření vodorovných deformací byly vysvětleny problémy se stabilizací „pevných“ bodů, což je ovšem konstatování, které projektantovi nijak nepomůže. • inklinometrická měření nejvíce odpovídala projektu, osazeno bylo skutečně pět profilů v km: 81,620, 81,700, 81,740, 81,765 a 81,800 a na nich se zatím uskutečnilo šest měření: 0 – 19. dubna 2005, 1. – 15. června 2005 (po výkopu na kotevní úroveň „c“, 2. – 30. června 2005 (po zakotvení úrovně „c“), 3. – 27. července 2005 (po výkopu na úroveň „b“), 4. – 8. září 2005 (po zakotvení úrovně „b“), 5. – 29. září 2005 (po výkopu na kotevní úroveň „a“), 6. – 5. listopadu 2005 (po zakotvení úrovně „a“ a definitivním výkopu). Z průběhu výsledků lze konstatovat, že inklinometrická měření dávala rozumné hodnoty, jež bylo nutné korigovat ve vztahu ke geodetickým měřením deformací na hlavové převázce. Výsledky měření deformací po výšce pilot jsou na obr. 6. • měření sil v hlavách kotev se uskutečnilo ve stejných intervalech jako měře-


6/2006

STAVEBNÍ

H[\gaWZdY]bdtQV

dÝY]^P[ÂS\] dg^]xbS\Ý^`×PV

Obr. 6 Vodorovná deformace piloty č. 68, naměřený a vypočtený průběh Fig. 6 Horizontal deformation of pile No. 68; measured and calculated diagram

ní inklinometrické, a to na projektovaných kotvách všech tří převázek. Výsledky měření sil na kotvách příslušných k pilotě č. 68 jsou na obr. 7. Na obr. 8 jsou potom výsledky statickéObr. 8 Výsledky statického výpočtu – fáze 6 – maximální výkop na hladině 15,1 m Fig. 8 Results of the structural calculation – phase 6 – maximal excavation at the level of 15.1 m

! #

2Obc[

RSTdÝY]^[ÂS\] 9]bdO1$

ho výpočtu pilotové stěny z projektu pro provedení stavby. Jde o výpočet metodou závislých tlaků, jehož cílem je zejména stanovení deformací pilotové stěny a sil v jednotlivých kotvách. Z ÁV Ě R Výsledky výpočtu prokazují poměrně dobrou shodu s velikostmi naměřenými, a to zejména v oblasti hlavové převázky (naměřeno 24 mm, spočteno 27,3 mm). V dalším průběhu směrem do hloubky naměřené deformace poměrně strmě klesají, zatímco deformace vypočtené ukazují na spíše tuhou konstrukci a jejich pokles je méně strmý (např. v hloubce 10 m je naměřená deforma-


#

$ #

#

' #

6Z]cPYO^WZ]bgI[K

&' #

#

#& #

& #

"

&% #

$

"% #

D]R]`]d\t RST]`[OQSI[[K

!$ #

;ÂS\taZOdY]bdIY
2ST]`[OQS^WZ]bg^]dÝÈQS !


6/2006

9]bdO0 %

9]bdO/!$

Obr. 7 Měřené velikosti sil v kotvách Fig. 7 Measured forces in anchors

ce 4,5 mm a vypočtená 11,7 mm, což je více než dvojnásobek). Zajímavé jsou rovněž výsledky průběhu sil v kotvách, jež ukazují minimální rozptyl. Celkově tedy provedený monitoring deformací a sil v kotvách prokázal dostatečnou bezpečnost konstrukce a nevyvolal nutnost jakékoliv změny projektu. Doc. Ing. Jan Masopust, CSc. FG Consult, s. r. o., Praha K Jezu 1, 143 00 Praha 1 ÚG VUT v Brně Veveří 95, 602 00 Brno

15

STAVEBNÍ


TUNEL VALÍK,

DÁLNICE D5, OBCHVAT PLZNĚ TU N N E L VALÍ K, H IG HWAY D5, PI LSE N C IT Y BY-PASS JI Ř Í SVOBODA, MI L ADA MAZU ROVÁ Dálniční obchvat Plzně byl vždy zdrojem ideologických střetů mezi technickými odborníky a ekologickými aktivisty. Konečné technické řešení obchvatu a tunelu Valík bylo ovlivněno požadavky orgánů státní správy, místních úřadů a ekologických aktivistů. Dálnice D5 včetně tunelu Valík je součástí transevropské silniční sítě. Požadavky českých předpisů, zejména předpisů pro technologické vybavení tunelu, např. TP 98/2004 jsou plně respektovány. Na tunel se sice nevztahují příslušná ustanovení Směrnice EP č. 2004/54/ES, neboť se jedná o tunel kratší než 500 m, ale přesto je tunel dle podmínek této směrnice vybaven. Pro provoz, operátora a údržbu tunelu Valík byla zpracována „Provozní dokumentace tunelu“, která tvoří soubor dokumentů tunelu, které upravují organizaci, vztahy a činnosti v rámci jeho provozování. Tunel Valík je z hlediska bezpečnostního vybavení (s ohledem na výše uvedenou intenzitu dopravy 18 125 vozidel/24 h v jednom směru) zatříděn do nejvyšší kategorie TA. Tomuto zatřídění odpovídá vybavení tunelu, a to jak v části technologické, tak i v části stavební. The traffic in Plzeň and the living environment in the Plzeň region have been complicated and burdened by the passage of numbers of vehicles because of the fact than the D5 highway (from Prague to Rozvadov) has not been completed yet. The last section of the Plzeň by-pass remains to be completed. Part of this section is the Valík mined tunnel passing under a hill of the same name near Radobičice, Štěnovice and Útušice villages. The highway by-pass of Plzeň

has always been a source of ideological clashes between technical professionals and environmental groups. The final technical solution of the by-pass and tunnel Valík was influenced by requirements of state authorities, local authorities and environmental groups. The D5 highway, including the Valík tunnel, is part of the Trans European road network. Requirements of Czech regulations, mainly regulations dealing with tunnel equipment, e.g. the TP 98/2004, are fully adhered to. The tunnel is not ruled by relevant stipulations of the EP Directive No. 2004/54/ES because its length is less than 500 m. In terms of safety equipment, with respect to the traffic intensity of 18,125 vehicles per 24 hours in one direction, the Valík is categorised as the highest TA category tunnel. The tunnel equipment corresponds to this categorisation, both in terms of equipment and the structure. I N Ž E N Ý R S K O - G E O LO G I C K É

geologický průzkum pomocí ražené průzkumné štoly, která byla umístěna zhruba uprostřed budoucí střední opěry tunelu. KONSTRUKCE TUNELU Tunel Valík je dálniční tunel se dvěma tunelovými troubami. Každá trouba má dva jízdní pruhy šířky 3,75 m a jeden nouzový pruh šířky 3,25 m. Teoretická plocha výrubu ražených částí tunelů je 2 x 150 m2. Severní tunelová trouba je dlouhá 390 m, jižní tunelová trouba je dlouhá 380 m. Průjezdný profil 5,2 + 0,15 m vysoký umožňuje dopravovat v tunelu i mimořádné náklady. Šířka mezi obrubníky je 11,5 m a chodníky mají šířku 1 m. Obě tunelové trouby jsou uloženy těsně vedle sebe bez horninového mezipilíře a mají společný středový železobetonový pilíř. Toto řešení bylo zvoleno s ohledem na požadavek ekologů minimalizovat trvalé zábory pozemků v příportálových úsecích dálnice. Středový pilíř byl budován v předstihu v samostatném středovém tunelu.

P O M Ě RY

V TRASE TUNELU

Vrch Valík je pokryt svahovými čtvrtohorními sedimenty, mocností 0,5 až 2 m. Pod vrstvou zhruba 0,2 m mocné hnědé humózní hlíny jsou světle hnědé až rezavě hnědé hlinitopísčité štěrky, místy jílovité s ostrohrannými úlomky silně zvětralých porfyrů. Vlastní ražba je vedena v slabě metamorfovaných proterozoických břidlicích. Břidlice jsou zvětralé až silně zvětralé. Silné zvětrání se pohybuje v hloubkách od 3 do 20 m v celé délce tunelu. Tektonické postižení je silné, břidlice jsou rozpukané, místy intenzivně (ve čtyřech i více puklinových systémech). S předstihem byl realizován podrobný

Ř Í Z E N Í S TAV BY Stavba byla prováděna podle principu observační metody, při níž je původní (základní) návrh konstrukce průběžně posuzován a může být změněn i v průběhu výstavby. Jsou navržena základní konstrukční řešení včetně rozsahu sanací a stanoveny limity chování (deformační poklesy nadloží, konvergence apod.). Předem jsou připravena (jak projektově, tak i materiálově) řešení zálohová, která v případě potřeby nahradí původní řešení. Je vypracován podrobný projekt geotechnických měření, včetně limitů a trendů. Na stavbě byl vypracován a odsouhlasen odpovědnostní vztah všech účastníků výstavby, kteří byli vybaveni pravomocemi a také technickými komunikačními prostředky. Byli schopni týmově rychle reagovat na překročení stanovených limitů chování, které jsou signálem nedostatečnosti základního řešení a vyvolávají jeho doplnění či náhradu záložními řešeními. Na stavbě pracovala pod vedením projektanta stavby „Rada geotechnického monitoringu“ s jasně definovanými právy a kompetencemi. Obr. 1 Podélný profil tunelu Valík Fig. 1 Longitudinal cross-section

16


6/2006

STAVEBNÍ

S T AT I C K É Ř E Š E N Í Geologické poměry byly podstatně horší než předpokládal projekt dokumentace pro stavební povolení. Proto byly také pro dokumentaci zadání stavby (DZS) zpracovány dva nezávislé statické výpočty, a ty posouzeny expertem Ředitelství silnic a dálnic ČR. Na základě posudku ŘSD ČR byl vypracován další třetí kontrolní statický výpočet. Statické a stabilizační řešení odhalilo veškeré obecné rysy zejména z hlediska postupu výstavby a vystrojování jednotlivých vystrojovacích tříd. Potvrdilo také spolehlivost navržených rozměrů středního, silně zatíženého, pilíře. Oblast porušení se soustřeďuje do oblasti mezi tunely nad středním pilířem, do oblasti v podzákladí pilíře v pravém tunelu, místa kontaktu pilíře a protiklenby, oblasti levého spoje protiklenby a boku v levého tunelu. Dané oblasti bylo nutné zpevnit injektážemi a kotvami. Při výstavbě bylo nutné důsledně používat systém bezpečnostních deštníků. První statické a stabilitní řešení bylo provedeno pomocí programového systému PHASES 2.2. metodou konečných prvků (MKP) s využitím pravděpodobnostního přístupu při stanovení vstupních i výstupních veličin řešení. Druhý statický výpočet byl realizován v programu PLAXIS pro různé kombinace vstupních parametrů tak, aby bylo možno optimalizovat návrh primárního ostění s ohledem na velkou variabilitu horninového prostředí. Statické výpočty byly realizovány na dvou odborných pracovištích v Praze a Ostravě.

P O S T U P V Ý S TAV BY S ohledem na dobu výstavby byly paralelně budovány jak hloubené úseky, tak i ražený úsek tunelu. Ražba tunelu byla provedena Novou rakouskou tunelovací metodou. Vycházelo se přitom ze zásady, že nejprve se vybuduje primární ostění celého tunelu včetně středního pilíře a následně, po provedení neuzavřené mezilehlé izolace (systém „deštník“) bylo realizováno sekundární (definitivní) ostění. Základní členění výrubu bylo vertikální, v menším rozsahu pak horizontální (dílčí výruby). Primární ostění je složeno ze stříkaného betonu, příhradových oblouků, sítí a svorníků. Izolace proti vodě je svedena do bočních odvodňovacích drenáží ve dně tunelu, pro každou troubu samostatně. Definitivní ostění je železobetonové,


6/2006


monolitické betonované do posuvné ocelové formy. Staticky a technologicky nejsložitější konstrukcí je železobetonový středový pilíř mezi oběma tunely. Ten přenáší celé zatížení horninového masivu, neboť s ohledem na nízké nadloží a šířku obou tunelů se nevytvořila přirozená horninová klenba. Pilíř byl vybudován ve středním tunelu, který byl realizován jako první. Méně kvalitní část horninového prostředí v oblasti nad i pod středním pilířem byla zesílena svorníky a mikropilotami a následně proinjektována cementovou směsí. R A Ž B A T U N E LO V Ý C H T R U B Ražba severní i jižní tunelové trouby byla Obr. 2 Příčný řez raženým tunelem Fig. 2 Tunnel cross-section

17

STAVEBNÍ


vedena dovrchně (cca 40 ) z provizorního rozvadovského portálu. Statický výpočet povoloval odstup (vzdálenost) obou hlavních čeleb od 10 do max. 30 m. Tím se plnil požadavek na symetrickou ražbu k ose dálnice (tzn. že jako první byly raženy boční tunely obou tunelových trub a následně hlavní kaloty a jádra obou tunelových trub). S ohledem na symetrii bylo jedno, která tunelová trouba je ražena jako první. Ražba byla vedena převážně bez použití trhacích prací (mechanickým rozpojováním), jen výjimečně s omezeným použitím trhavin. Dílčí výruby byly navrženy tak, aby bylo možno použít výkonné důlní mechanizmy, které měl zhotovitel stavby k dispozici. Doba ražby každé z tunelových trub se pohybovala okolo sedmi měsíců. G E OT E C H N I C K Ý M O N I T O R I N G (GTM) Jak bylo uvedeno, stavba byla prováděna dle principů observační metody, při níž je základní návrh konstrukce průběžně posuzován a může být měněn v průběhu výstavby. Geotechnický monitoring zajišťovala pro objednatele (ŘSD ČR) odborná a nezávislá firma (SG-Geotechnika). V rámci geotechnického monitoringu byly sledovány vybrané parametry chování všech dotčených konstrukcí z hlediska dosažení varovných a limitních hodnot či trendů. Odchylky od požadovaných trenObr. 3 Betonáž hloubeného tunelu a portálu – rozvadovský portál Fig. 3 Concreting of cut and cover tunnel section – Rozvadov portal

dů či překročení varovných nebo limitních hodnot byly signálem nedostatečnosti základního řešení a vyvolávaly proces nutnosti doplnění či náhrady řešením záložním, které bylo již v předstihu projekčně připraveno. PODROBNÝ

POPIS DEFINITIVNÍ

OBEZDÍVKY

Hloubené tunely Jedná se o železobetonovou klenbovou konstrukci pevně spojenou se základovými pasy. Požární odolnost konstrukce tunelu je REI 180 D1. Min tloušťka ostění (ve vrcholu klenby) je 550 mm a směrem k patkám se rozšiřuje. Průměrná hmotnost výztuže u horní klenby je 123 kg/m3, u základových patek 115 kg/m3. Konstrukce hloubených tunelů je z části izolovaná s vnější plášťovou izolací. Betonování horní klenby bylo z časových důvodů prováděno na jiné ocelové posuvné formě než vnitřní (sekundární) ostění ražených částí tunelu. Kompaktní klenby s opěrami délky 10 m jsou vytvořeny z vodostavebného betonu třídy C30/37 XF4, XD3 tloušťky 550 mm a jsou uložené na podélných základových pasech ze železobetonu třídy C25/30 XA1. Z konstrukčního hlediska je stanovena odchylka rovinatosti vnitřního pohledového povrchu 6 mm/1 m (nebo 20 mm na délku 10 m). Přesahy ploch v místě napojovaných přiznaných spar jsou přípustné 10 mm. V okamžiku odbednění musí betonová konstrukce splňovat minimální pevnost betonu v tlaku 16,5 MPa. Modul pružnosti betonu 27,5 GPa.

Ražené tunely Pro ražené tunely byla použita klenbová konstrukce se spodní klenbou v celé délce raženého úseku 330 m. Definitivní ostění obou tunelových trub je rozděleno na dvě samostatné části, spodní a horní klenbu. Napojení spodní a horní klenby je kloubové, vytvořené plochým kloubem s vloženou kluznou podložkou. Min. tloušťka ostění ve vrcholu klenby je 400 mm a směrem ke spodní klenbě se rozšiřuje na cca 600 mm. Průměrná hmotnost výztuže horní klenby je 75 kg/m3, v místě propojky a výklenků je hmotnost zvýšená na cca 85 kg/m3. Spodní klenba vzhledem ke svému tvaru a tloušťce je vyztužena více, a to 90 kg/m3, v místě propojky a výklenků je použito 95 kg/m3 výztuže. Každá trouba je rozdělena na bloky dlouhé cca 10 m betonované na ocelové hydraulické formě. Vnitřní lícové plochy klenby jsou navrženy jako složené kruhové oblouky. Nosná konstrukce je železobetonová, tvořená kompaktní klenbou s opěrami z betonu třídy C25/30 XF4, XD3 tloušťky 400 mm v klenbě tunelu a cca 600 mm v úrovni napojení klenby na spodní klenbu. Spodní klenba je z betonu třídy C25/30 XA1. Z konstrukčního hlediska je stanovena odchylka rovinatosti vnitřního podhledového povrchu 6 mm/1 m (nebo 20 mm na délku 10 m). Přesahy ploch v místě napojovaných přiznaných spar jsou přípustné 10 mm. Rovinatost a úprava povrchů vnějších ploch je podřízena požadavkům investora stavby. Poloha – tolerance klenby ostění jsou ±60 mm výrobní nepřesnosti bednění 15 mm nepřesnosti při stavbě bednění 20 mm deformace bednění v průběhu 20 mm betonáže tolerance z geometrie 5 mm Výška – tolerance klenby ostění je ±55 mm výrobní nepřesnosti bednění 15 mm nepřesnosti při stavbě bednění 20 mm deformace bednění v průběhu 20 mm betonáže tolerance z geometrie 0 mm

Definitivní povrch musí splňovat požadavky TKP a být bez hnízd, nepřesáhnout mezních hodnot trhlin, vyteklý beton musí být zabroušen. Pracovní spáry a ostré hrany musí být ošetřeny (hrany jsou zkoseny 20 x 20 mm). Vnitřní povrch musí umožnit realizovat ochranné nátěry. V okamžiku odbednění musí betonová 18


6/2006

prˇísady

Nárocˇné pro nárocˇny´

transportní beton! ' &

&!%

&$

% $!

I;>OK

$ # "

!&#

! &

$#

!

"

#

$

%

&

'

R\g

konstrukce splňovat minimální pevnost betonu v tlaku 10 MPa. S A N AC E

HORNINOVÉHO PROSTŘEDÍ,

BETONÁŽ STŘEDNÍHO PILÍŘE

Statický výpočet byl proveden MKP s využitím programu PLAXIS. Podrobně bylo posouzeno zatížení a statistika nosného pilíře ve středním tunelu. Konstrukce středního pilíře mezi budoucími tunely byla výpočtově modelována jako monolitická železobetonová konstrukce z betonu C20/25. Pilíř musel vyhovět statickému zatížení od celé výšky nadloží. Vzniklé napětí při šířce pilíře 1,236 m je 11,6 MPa. V předstihu, v oblasti rozvadovského portálu, byly provedeny zkušební injektáže podzákladí pomocí mikrocemen-

Jako strˇedneˇ velky´ vy´robce betonárˇské chemie, barev a dávkovacích zarˇízení nabízíme jizˇ 35 let oprávneˇneˇ znalosti o betonu. Nasˇe sluzˇby zahrnují bezplatné návrhy optimalizace receptur, prˇísad a vy´robních procesu˚. Obracejte se na nás!

Barvy do betonu

Servisní sluzˇby

Obr. 5 Betonáž středního pilíře Fig. 5 Concreting of central pillar

tu a pryskyřice PUR. Ukázalo se však, že geologické prostředí je prakticky neinjektovatelné (sanované horninové prostředí bylo po zkušebních injektážích následně odtěženo a výsledky zdokumentovány). Proto bylo rozhodnuto realizovat sanaci horninového prostředí v omezeném rozsahu pomocí mikropilot. Ve dně (pod budoucím pilířem) jsou mikropiloty rozmístěny šachovnicově, řady jsou od sebe rozděleny 1 m. Každá řada pole obsahuje střídavě tři nebo čtyři mikropiloty. Dále proběhla sanace nadloží středního pilíře pomocí kotev IBO R 25 délky 6 m. Rozmístění kotev (nad budoucím pilířem) je obdobné jako u sanace dna (tzn. šachovitě). Řady jsou od sebe vzdáleny 1 m a každá řada má opět střídavě tři nebo čtyři kotvy. Středový železobetonový pilíř má výšku 7,4 m, šířku v horní části 3,58 m a v dolní části 3 m. Ve střední části je pilíř symetricky zúžen kruhovým obloukem o poloměru R = 6 m na šířku 1,236 m. Tvar pilíře sleduje budoucí tvar primární obe-

Betonárˇská chemie

Obr. 4 Vývoj pevnosti SCC betonu v tlaku Fig. 4 Compression strength evolution SCC C20/25 XF1

Zkusˇebna betonu˚ (Laboratorˇ)

Ha-Be Betonchemie s.r. o Cˇlen skupiny podniku˚ Ha-Be


6/2006

K Panelárne˘ 172 CZ-Karlovy Vary-Otovice 362 32 tel./fax +420 35 3 56 10 83 mobil: +420 602 64 73 80 e-mail: [email protected] 19

www.ha-be.com

STAVEBNÍ


zdívky obou tunelových trub. Horní část má u stran vybrání pro ukotvení primárního ostění, v dolní části jsou boční hrany zkoseny pro opření do železobetonových patek. V podélném směru je střední pilíř rozdělen na celky délky 10 m (v portálových blocích délky 5 m), dělící spáry jsou svislé, bez zazubení. Umožňují ,,malé“ pootočení jednotlivých bloků proti sobě. V některých pilířových blocích jsou výklenky pro čištění drenáže a tunelová propojka. Pilíř byl navržen ze samozhutnitelného betonu (SCC) C20/25 – XF1. Protože existovaly odůvodněné obavy z vývinu nadměrného množství hydratačního tepla, předcházely vlastní betonáži pokusy s měřením, jejichž účelem bylo prověřit a zajistit průběh exotermní teplotní vlny hydratujícího cementu v betonové směsi nejprve ve fragmentu betonového monolitu (kvádr o rozměrech 1 000 x 1 000 x 2 500 mm) = 2,5 m3, později i ve vlastním pilíři. Teplotní čidla byla ve fragmentu rozmístěna v rovinách ve vzdálenostech 500 mm. Složení betonové směsi masivu železobetonového fragmentu a výsledky pokusu Pro přípravu betonové směsi pro železobetonovou konstrukci bylo použito SCC betonu o složení [na 1 m3 betonu]: cement CEM III/A 32,5 Radotín popílek voda přísada FM 350 kamenivo (0-8,8-16,16-32) těžené a drcené

400 kg 200 kg 190 kg 4,5 kg 1 510 kg

Pro měření teplot byla použita čidla SMT 160 – 3, která jsou necitlivá na vlhkost okolního materiálu. Teplota ukládané betonové směsi činila 23,2 °C (červen 2004). V průběhu procesu vývinu hydratačního tepla bylo dosaženo absolutně nejvyšší teploty tmax = 57,2 °C za 46,2 hodiny od počátku betonáže ve třetí rovině čidel. Průměrná teplota vzduchu v době od zahájení betonáže do okamžiku dosažení nejvyšší teploty činila tstř = 16,2 °C (teplotní minimum tmin = 9,4 °C a teplotní maximum tmax = 33 °C (oslunění)). Technické parametry pro bednění středové opěry Pro bednění středové opěry bylo použito ocelové bednění se samostatným pojíž20

děním bočních částí a snadno montovatelným čílkem. Pojezd bednění byl realizován po rektifikovatelné pojezdové dráze uchycené na betonovém základě vybudovaném v předstihu na primárním ostění dna středního tunelu. Výbava bednění: • rozvody pro betonáž JS 125, • rozmístění kontrolních oken umožňujících betonáž a kontrolu betonáže, • obslužné lávky a přístupové žebříky na bocích a v čele bednění umožňující provádět bezpečně práce souvisící s montáží čílek (dřevo), betonáží a čištění bednění, • jehly ve vrchlíku bednění pro dodatečnou injektáž betonovaného bloku, • pojišťovací prvky proti přetlakování formy, • hydraulický agregát s ovládacími prvky a elektrickým rozvaděčem. Rychlost betonáže byla stanovena na 2 m/h. Výrobcem formy byla rakouská firma ŐSTTU Schallungsbau. Beton střední provizorní opěry Z technologických důvodů betonáže vlastní střední opěry byl navržen samozhutnitelný beton C20/25 XF1-SSC, který umožňoval působením gravitace vyplnit dokonale celý složitý objem konstrukce střední opěry a současně obalit řádně výztuž bez nutnosti použít hutnění. Hutnění betonu ve složité invertální poloze by bylo velmi obtížné. Ve směsi bylo použito mikroplnivo. Beton bylo možné čerpat, ukládat do bednění, ale nesměl padat z velké výšky. Proto byly po výšce bednění tří plnící otvory. Beton je mrazuvzdorný, vodotěsný, s malým hydratačním teplem. To potvrdilo i druhé teplotní měření (tentokrát již v masivu vlastní železobetonové konstrukce pilíře střední opěry), kdy teplotní registrace v bloku byla zahájena bezprostředně před zahájením ukládání čerstvé betonové směsi a ukončena byla v době, kdy se intenzita vnitřního tepelného zdroje hydratujícího cementu blížila nulové hodnotě, tj. po zhruba 400 h (16,5 dnech měření). Sledovaným klíčovým parametrem byla nejvyšší dosažená hodnota v budovaném betonovém bloku. Bylo zjištěno, že nejvyšší teplotní úroveň při hydrataci betonu nastala v horní části (u stropu) segmentu, kde bylo dosaženo maxima Qmax = 69,8 °C v čase 75 hod. od začátku betonáže. Teplotní úroveň a stav rozložení tep-

lot v železobetonovém masivu pilíře byly ovlivněny: • proudícím vzduchem v tunelu, • vyšší mírou vyztužení (omezení vzniku hydratačních a smršťovacích trhlin), • brzkým odtržením ocelové formy od vybetonovaného tělesa a následným ošetřováním a skrápěním vodou, • klimatickými podmínkami (okolní teplota vzduchu se pohybovala v rozmezí teplot od +6,5 až do +16,6 °C, • teplotou dodávané betonové směsi od +19 až do +22 °C. Sledováním teplotních průběhů bylo zjištěno, že v celém tělese pilíře nebyla překročena hydratační teplota +70 °C. Maximální rozdíl teplot ve dvou měřených místech činil 28 °C. Výsledky zkoušek použitého betonu byly: • modul pružnosti po 28 dnech 37 GPa, • maximální průsak V5 podle ČSN EN 12390-8 17 mm, • počátek tuhnutí betonu podle ČSN 73 1332 byl 210 min, • po 480 min byl odpor zkušebního válečku 2,9 MPa. Časový průběh betonáže středního pilíře Betonáž střední opěry byla zahájena 7. 9. 2004 a ukončena byla 23. 1. 2005. Průměrná doba betonáže jednoho bloku (délky 10 m) o objemu cca 130 m3 se pohybovala v rozmezí cca 8 až 9 h. Průměrný měsíční postup betonáže se pohyboval okolo 100 m (ovlivněno vsazováním ocelové formy pro výklenky a tunelový prostup). S T AT I C K Ý

VÝPOČET DEFINITIVNÍHO

OSTĚNÍ TUNELU

Vlastní výpočet byl proveden pomocí pružného výpočetního modelu. Dimenzování bylo provedeno na mezní stav únosnosti a na mezní stav použitelnosti (přetvoření konstrukce, výpočet šířky trhlin). Šířka trhlin byl počítána u hloubených i ražených částí definitivního ostění tunelu. Byly zohledněny následující zatěžovací stavy: • vlastní tíha • horninový tlak • teplotní zatížení – léto, zima • smršťování konstrukce • dotvarování konstrukce • technologické vybavení tunelu Do mimořádné kombinace zatěžova-


6/2006

STAVEBNÍ

cích stavů pro výpočet hloubených částí tunelu byl započten zatěžovací stav nárazu vozidla. Konstrukce protiklenby a část spodního vnitřního obvodu horní klenby není teplotně namáhána, vzhledem k dostatečné výšce zásypu dna tunelu a konstrukce chodníků. BETONOVÁ VOZOVK A V TU N E LU V tunelu je navržena cementobetonová vozovka (CB I – XF4, tloušťky 260 mm) se spárami opatřenými kotvami a trny v obou směrech. Horní podkladní vrstvu konstrukce vozovky tvoří KSC tloušťky 200 mm. Spodní podkladní vrstva je tvořena ze štěrkodrtě ŠD 0-32 tloušťky 250 mm. Výplň spodní klenby je místo původně uvažovaného betonu provedena ze dvou vrstev štěrkodrtě ŠD 0-32 a ŠD 16-32 mm. Pod konstrukcí vozovky je ve výpočtu uvažovaná pláň s modulem deformace Edef,2 = 60 MPa, na vrstvě ŠD je Edef,2 = 110 MPa. Chodníky jsou betonové z betonu C30/37- XF4 tloušťky 120 až 150 mm, spáry chodníků jsou řezané à 5 m. Ú P R AV Y

VNITŘNÍHO POVRCHU

BETONOVÉ KONSTRUKCE

Na stavbě byl používán provzdušněný beton, a v důsledku toho ve spodní části profilu s negativním sklonem docházelo na vnitřním povrchu tunelového ostění k vytváření vzduchových kaveren. Zjištěné vzduchové kaverny, byť jejich množství a velikost překračují kritéria TKP kapitolu

31, nevybočují z běžných standardů konstrukcí již provedených tunelových trub, se kterými se projektant setkal v ČR i v zahraničí. Při běžném množství kaveren nelze zajistit kvalitní individuální opravy každé kaverny. Výsledkem jakýchkoliv pokusů o individuální opravy většiny kaveren, bude vždy víceméně celoplošná stěrka. To zásadně ze zkušenosti projektant odmítá, neboť následně dochází k odloupávání velkých ploch stěrky. Proto byla navržena sanace pouze u kaveren větších než 100 mm2 a zároveň hlubších než 5 mm nebo větších než 200 mm2 a zároveň hlubších než 2 mm. Takto upravená plocha je připravena na provádění vnitřních nátěrových odrazných vrstev. Toto řešení bylo kladně projednáno s investorem stavby. Z ÁV Ě R , D O P O R U Č E N Í V době realizace tunelu se osvědčila zkouška in situ samozhutnitelného betonu, která byla provedena v prostoru rozvadovského portálu. Zkouška měla přesvědčit objednatele díla o vhodnosti použití samozhutnitelného betonu pro betonáž středového pilíře. Výsledný tvar a provedení pilíře bylo realizováno po celé dílce tunelu ve velmi vysoké kvalitě. Při návrhu sekundárního ostění tunelu nesmí být opomenuta ochrana proti bludným proudům (vhodným propojením výztuže, detaily atd.). Dále při statickém výpočtu je nutné zohlednit nerovnoměrné teplotní expozice povrchu betonového ostění (letní a zimní režim) a také vliv smršťování a dotvarování betonu.


Také je důležité zohlednit tolerance vnitřního povrchu definitivní obezdívky tunelu, kde se nepřesnosti, deformace a směrové a výškové vedení trasy tunelu nepříznivě sčítají, což může mít za následek zmenšení přejezdového profilu tunelu. Toto je důležité zohlednit již v nižších stupních projektové dokumentace při sestavování příčného profilu tunelu. ZÁKLADNÍ Region Investor Projektant Zhotovitel

Uživatel Období výstavby Objem stavebních prací

ÚDAJE

Plzeňský kraj Ředitelství silnic a dálnic ČR Pragoprojekt, a. s. Sdružení 0510/IB DMB Dálníční stavby Praha, a .s . Metrostav, a. s. Berger Bohemia, a. s. Ředitelství silnic a dálnic ČR 2004 až 2006, do provozu uveden 6. října 2006 ražené 99 000 m3 (vyrubaný prostor) objekty hloubené 15 600 m3 (obestavěný prostor) objekty Ing. Jiří Svoboda, Ph.D. Stavební fakulta ČVUT Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 377 e-mail: [email protected] Ing. Milada Mazurová TBG Metrostav, s. r. o. Rohanské nábř. 68, 186 00 Praha 8 tel.: 221 709 727 e-mail: [email protected]

Termín konání: 24. ledna 2007 v prostorách Fakulty stavební Vysokého učení technického v Brně Uzávěrka přihlášek je 17. 11. 2006, uzávěrka zaslání příspěvků do sborníku je 8. 12. 2006. Pořadatel nabízí řadu možností prezentace firem, mj. ve sborníku přednášek a na webu konference. Kontakt: Ing. Lenka Lorencová, Ústav betonových a zděných konstrukcí, FAST VUT, Veveří 95, 602 00 Brno tel. +420 541 147 874, mob. +420 737 475 239, e-mail: [email protected] http://juniorstav2007.fce.vutbr.cz


6/2006

21

P TR AOVFEI BL YN Í S


NOVÉ TRENDY VE V CHORVATSKU

VÝSTAVBĚ BETONOVÝCH MOSTŮ

RECENT DEVELOPMENTS IN THE CONCRETE BRIDGE CONSTRUCTION IN CROATIA Z V O N I M I R M A R I Ć , D A M I R T K A LČ I Ć Dokončení článku ze 4. čísla časopisu ŽELEZOBETONOVÉ

O B LO U K Y

Most Maslenica Chorvatsko je proslulé svými železobetonovými obloukovými mosty při jadranském pobřeží. K nim náleží i pozoruhodný most na ostrov Krk s rekordním rozpětím oblouku 390 m, tři další mosty, které svým rozpětím oblouku přesahují 200 m a jeden, těsně pod touto hranicí. Zde byla též poprvé ve světě použita metoda letmé betonáže železobetonové obloukové konstrukce. Výstavba dálničního mostu Maslenica představuje přirozené pokračování a významné zlepšení této tradice stavby mostů [8]. Ukončením jeho stavby v dubnu 1997 bylo obnoveno životně důležité silniční spojení mezi severem a jihem země, přerušené po zničení starého ocelového obloukového mostu v listopadu 1991. Půdorysně leží most v přímce, niveleta je ve vrcholovém zakružovacím oblouku (R = 17 500 m), nadmořská výška je okolo 90 m. Rozpětí oblouku je 200 m a vzepětí 65 m (obr. 18). Oblouk je vetknutý a jeho průřez je dvojkomorový s neměnnými vnějšími rozměry. Byl vystavěn metodou letmé betonáže; závěsy a podpěry byly upevněny skalními kotvami, typu BBR (32 ∅ 7 mm, obr. 19). Mostovková konstrukce je spojitá o 12 po-

Obr. 18 Podélná dispozice mostu Maslenica Fig. 18 Longitudinal layout of the Maslenica bridge Obr. 20 Příčné řezy mostu Maslenica Fig. 20 Cross-section of the Maslenica bridge

lích, 26 + 10 x 30 + 24 m a celkové délce 351,6 m. V příčném řezu sestává z osmi prefabrikovaných nosníků z předpjatého betonu průřezu T s dodatečným spojením nad podpěrami a spřažených monolitickou železobetonovou deskou (obr. 20). Vzhledem k tomu, že je most vystaven extrémním klimatickým podmínkám, výjimečně silnému větru a mořskému prostředí, byl použit beton o nízké propustnosti a konstrukční prvky s daleko většími rozměry, než tomu dosud bylo u kteréhokoli jiného chorvatského mostu postaveného při Jadranu. Most výtečně zapadá do okolí, jak ukazuje pohled na dokončený most (obr. 21). Most přes řeku Krka u Skradinu Přísné dodržování požadavků na trvanlivost konstrukce mostovky mostu Maslenica si vyžádalo použití těžkých prefabrikovaných mostních nosníků z předpjatého betonu průřezu T, se stojinou větší tloušťky. Ty si zase vynutily stavbu mohutných příčníků na pilířích, z nichž některé byly značně vysoké, nezbytných jako podpěry těžkých prefabrikovaných nosníků. Tyto příčníky měly tři významné nedostatky • představovaly značné dodatečné zatížení oblouku, • jejich provedení bylo komplikované a časově náročné, • jejich vzhled nebyl příznivý, což nelze přehlížet vzhledem k situování mostu v regionu navštěvovaném pravidelně stovkami tisíc turistů.

Obr. 19 Dispozice provizorních závěsů, kotevních závěsů a skalních kotev pro výstavbu mostu Maslenica Fig. 19 Layout of auxiliary stays, backstays and rock anchors for arch construction of the Maslenica bridge Obr. 21 Pohled na dokončený most Maslenica Fig. 21 The view of the completed Maslenica bridge

22


6/2006

STAVEBNÍ

Proto projektant udělal radikální krok vpřed a namísto těžké betonové konstrukce mostovky použil elegantní ocelobetonovou spřaženou konstrukci (obr. 23). Ta umožnila zcela vypustit příčníky na pilířích a postavit oblouk podstatně tenčí a lehčí. Díky tomu byly provizorní konstrukce pro výstavbu oblouku významně lehčí a levnější a nezanedbatelně se zkrátila doba výstavby [9, 10]. Most se nachází v blízkosti národního parku Krka, asi 4 km od proslulého města Skradin, odkud je také viditelný. Jeho podélné uspořádání je nápadně podobné uspořádání mostu Maslenica (obr. 22). Je to pochopitelné, jejich oblouková konstrukce byla stejná, až na rozdíl v použití skalních kotev typu Dywidag. Dalším pozoruhodným rysem konstrukce mostovky bylo použití prefabrikovaných prvků pro desku (obr. 24). Most byl dokončen v roce 2006 (obr. 25). DALŠÍ

KONSTR U KČ N Í T YPY

Oblouk s táhlem – most přes řeku Dobra v Ogulinu Ocelový příhradový most přes řeku Dobra v Ogulinu, postavený v roce 1878, byl natolik opotřebený, že jej v roce 1990 museli uzavřít pro veškerou dopravu, s výjimkou pěšího provozu. Byl nahrazen novým železobetonovým mostem dostavěným v roce 1997 [11]. Konstrukce mostovky se skládá ze dvou prefabrikovaných

K O NPS RT O R FUI KL C EE S STRUCTURES

Obr. 22 Podélná disposice mostu u Skradinu Fig. 22 Longitudinal layout of the bridge over the river Krka at Skradin Obr. 23 Příčné řezy mostu u Skradinu Fig. 23 Cross-sections of the bridge over the river Krka at Skradin

předpjatých betonových nosníků ztužených částečně prefabrikovanými železobetonovými oblouky (oblouk s táhlem, obr. 26 a 27). Hlavní nosníky jsou v místech závěsů vzájemně spojeny prefabrikovanými železobetonovými příčníky a s deskou mostovky, sestávající z prefabrikovaných prvků a zmonolitňující vrchní vrstvy. Podpěry dosedají na mírně šikmá zděná kamenná křídla opěr starého mostu a jsou založeny na betonových mikropilotách. Hlavní nosníky byly položeny na starý most pomocí speciálního vozíku, jehož kola se pohybovala po podélných ocelových nosnících osazených na příčnících starého mostu. Následně byly nosníky zvednuty autojeřáby stojícími za opěrami nad příhradové nosníky starého mostu a osazeny na elastomerová ložiska na podpěrách. V dalším kroku byl příhradový most vyzdvižen, aby jej bylo možno uložit na ocelové válcované nosníky a použít stejné vozíky pro vysunutí starého mostu po nových hlavních nosní-

Obr. 24 Detail spojení prefa desek mostovky nad ocelovým příčníkem mostu u Skradinu Fig. 24 A detail of interconnecting precast deck slab elements over a steel cross-beam Obr. 25 Pohled na dokončený most u Skradinu Fig. 25 A view of the completed bridge over the river Krka at Skradin


6/2006

23



Obr. 26 Podélná dispozice mostu Ogulin Fig. 26 Longitudinal layout of the Ogulin bridge

Obr. 27 Příčný řez nosnou konstrukcí mostu Ogulin Fig. 27 Cross-section of the Ogulin bridge

cích mostu. Poté, co byly osazeny nadopěrové příčníky a spojeny s hlavními nosníky, byly montovány obloukové prvky (žlaby) na dočasné podpěry a zabetonovány spáry s přesahující výztuží. Zbývající stavební práce byly provedeny běžným způsobem a stavba byla dokončena v roce 1997. Kombinovaná konstrukce – Dubrovnický most Most stojí na budoucí rychlostní komunikaci Ploče–Dubrovník, po jejímž dokončení se zkrátí cesta z Ploče do Dubrovníku o 10 km [12]. Mostní konstrukce sestává z předpjaté betonové části, krajní pole směrem ke Splitu a 1/5 hlavního pole, a ze zavěšené ocelobetonové spřažené části, 4/5 hlavního pole

a pole směrem na Dubrovník (obr. 28). Tyto dvě části spojuje speciální kloub. Betonová část byla postavena dobře zavedenou metodou letmé betonáže. Zavěšená část má vějířově uspořádané závěsy, které přenášejí zatížení do pylonu tvaru A. Původně byla navržena nosná konstrukce zavěšeného mostu přes celé hlavní pole a tato neobvyklá kombinace byla použita ve snaze snížit celkové náklady na stavbu a též směrovými poměry na splitské straně. Zde jsou 2/3 krajního pole v kruhovém oblouku a přechodnice zasahuje i malou část hlavního pole, což si vynutilo asymetrické uspořádání. Profesor Stráský z brněnské univerzity navrhl neobyčejně atraktivní řešení, symetrický zavěšený most s konstrukcí předpjaté betonové mostovky

Obr. 28 Podélná dispozice Dubrovnického mostu Fig. 28 Longitudinal layout of the Dubrovnik bridge

Obr. 29 Příčné řezy Dubrovnickým mostem Fig. 29 Cross-sections of the Dubrovnik bridge

Obr. 30 Pohled na dostavěný Dubrovnický most Fig. 30 A view of the completed Dubrovnik bridge

24


6/2006

STAVEBNÍ

zakřivené v půdorysu. To by značně zmenšilo nejvážnější problém s přenášením sil od větru a zemětřesení a navíc by také zlepšilo vzhled mostu v turisticky exponované oblasti. Chorvatské silniční ředitelství však příležitosti nevyužilo. Závěsy jsou uspořádány ve dvou rovinách, které se protínají ve vrcholu pylonu. Pylon, konstrukce mostovky a závěsy vytvářejí prostorový nosník, který působí příznivě jak z hlediska statického, tak i dynamického. Konstrukce mostovky sestává ze dvou ocelových hlavních nosníků průřezu I výšky 2 m, příčníků průřezu I výšky 1,3 m v osové vzdálenosti 5 m, železobetonové desky mostovky tloušťky 0,25 m spřažené s hlavními nosníky a příčníky a zavětrovacího nosníku připevněného ke spodním pásům hlavních nosníků (obr. 29). Nezbytnost zavětrování vyplynula ze zkoušek v aerodynamickém tunelu, které se prováděly na Technické univerzitě v Cáchách. Tento první zavěšený most v Chorvatsku byl dokončen v květnu 2002 (obr. 30). Visutý most pro pěší u Martinské vsi Toto je třetí visutý most pro pěší v Chorvatsku, po dvou mostech přes řeku Drávu u Pitomače a v Osijeku. Původně byl navržen výhradně pro pěší provoz, ale ukázalo se, že přes most mohou jezdit i vozidla až do hmotnosti 5 t; jednosměrně střídavě, při řízení signálními světly. Lodní doprava po řece Sávě vyžaduje


Obr. 31 Příčný řez a podélná dispozice mostu v Martinské vsi Fig. 31 Cross-section and longitudinal layout of the Martinska ves bridge

plavební otvor zahrnující téměř celou šířku řeky, čímž se omezil výběr konstrukčního typu [13]. Hlavní kabely sestávají z vinutých uzavřených lan ∅ 80 mm s mezí únosnosti 6 390 kN. Kabely jsou zakotveny do betonových kotevních bloků založených na 12 vrtaných pilotách ∅ 1,5 m. Spodní část železobetonového pylonu, pod výztužným nosníkem mostovky, tvoří mohutný blok o rozměrech

Obr. 32 Podélná dispozice mostu Vlasti u Záhřebu Fig. 32 Longitudinal layout of the Homeland bridge near Zagreb Obr. 33 Příčný řez mostem Vlasti u Záhřebu Fig. 33 Cross-section of the Homeland bridge Obr. 34 Pohled na rozestavěný most Vlasti Fig. 34 A view of the Homeland bridge under construction


6/2006

25



Literatura: [1] Rimac V., Dekanović Đ.: Viaduct Bajer on the Karlovac – Rijeka highway. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994. pp. 107–114 [2] Radić J., Šavor Z., et al.: Bridges on new Croatian highways. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2003, pp. 97–103 [3] Ilić K.: Draga viaduct on section Skradin – Šibenik. Proceedings of the First congress of Croatian bridge builders, Brioni Islands, 2005, 131-143 (in Croatian) [4] Marić Z., Ačanski V.: The Hreljin viaduct on the Karlovac – Rijeka highway. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994. pp. 118–126 [5] Šavor K., Šavor Z., Jašarević I., Pintarić N.: The bridge over the Rječina near Rijeka. Yugoslav achievements, XI FIP Congress, Hamburg, 1990, Ceste i mostovi 36 (1990), 5–6, pp. 155–159 [6] Lustig R., et al.: Bridge Guduča. Proceedings of the First congress of Croatian bridge builders, Brioni Islands, 2005, 81–93 (v chorvatštině) [7] Dekanović Đ.: Peculiarities of construction of the bridge over the Pazinska jama. Croatian national report, XII FIP Congress, Washington, D. C. May 29 – June 2, 1994, pp. 153–157 [8] Čandrlić V., Radić J., Šavor Z., Friedl M., Žderić Ž.: Design and construction of the Maslenica highway bridge. Croatian national report, XIII FIP Congress, Amsterdam, May 23 – 28 1998, pp. 3–16 [9] Šavor Z., Radić J., Puž G.: Krka river bridge near Skradin. Proceedings of the 4th International Conference on Arch Bridges – Advances in Assessment, Structural Design and Construction – ARCH ‘04, 17–19 November 2004, Barcelona, Spain, pp. 558–565 [10] Marić Z., Šavor Z.: The bridge over the Krka river on the Zagreb – Split motorway. Concrete Structures, Budapest, Vol. 6 (2005), pp. 47–51 [11] Sesar P., Marić Z., Dekanović Đ.: The bridge over the Dobra in Ogulin, Croatia. Croatian national report, XIII FIP Congress, Amsterdam, May 23 – 28 1998, pp. 17–21 [12] Šavor Z., et al.: The bridge across Rijeka Dubrovačka. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13–19 2003, pp. 15–20 [13] Šavor Z., et al.: Some new Croatian bridges. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2003, pp. 21–26 [14] Marić Z.: Contest for the Homeland bridge in Zagreb. Croatian national report, XIII FIP Congress, Amsterdam, May 23 – 28 1998, pp. 125–138 [15] Šavor Z., et al.: New bridge designs by the Structural department of Civil Engineering faculty in Zagreb. Croatian national report, I fib Congress, Osaka, Japan, October 13 – 19 2003, pp. 85–90

10,7 x 2 x 6 m a horní část, která je vysoká 22,2 m, je na vrcholu ukončená ocelolitinovým sedlem. Každý pylon je založen na 6 vrtaných pilotách ∅ 1,5 m, délky 12 až 18 m. Výztužný nosník je vytvořen ze železobetonových prefabrikovaných segmentů dlouhých 3,6 m, ve tvaru dvou obdélníkových okrajových žeber s mostovkovou deskou o minimální tloušťce 0,19 m, spojených monolitickými spárami širokými 0,4 m (obr. 31). Nosník 26

je zavěšen na šikmých závěsech ve vzdálenosti 4 m, vyrobených z ocelových prutů o ∅ 36 mm. Pro dosažení minimálního tlaku v betonu 5 N/mm2, jsou nosníky předpjaté čtyřmi předpínacími vložkami (kabely). Most byl dostavěn v létě 2002. Trámový most extrados – most Vlasti u Záhřebu Na popud chorvatského Úřadu vodního hospodářství, v souvislosti s potřebou převedení přivaděče pitné vody (3,5 m3/s) a kanalizačního sběrače odpadních vod (1,5 m3/s) z levého břehu řeky Sávy na pravý, byl vypracován program pro koncepční návrh mostu přes Sávu na jihovýchodním předměstí Záhřebu a bylo vyhlášeno výběrové řízení. Most má převzít dopravu z nového záhřebského letiště i přilehlé části Chorvatska. Podobě mostu byla věnována zvláštní pozornost, protože se stane význačným objektem reprezentujícím jihovýchodní bránu do Záhřebu. Do soutěže se přihlásilo sedm expertních skupin. Zvítězila skupina z chorvatského Ústavu pro mosty a konstrukce [14]. Koryto řeky bude přemostěno jediným polem, což vedlo k použití konstrukce trámu extrados, poprvé v Chorvatsku, který má vně umístěnou předpínací výztuž nad průřezem. Větší pole se střídají v pravidelném rytmu i nad zátopovou oblastí. Nosnou konstrukcí tvoří spojitý nosník s poli 48 + 4 x 60 + 72 + 120 + 72 + 60 + 48 m (obr. 32). Deviátory, krátké pylony, jsou umístěny na nosné konstrukci mostu, nad pilíři na říčním břehu. Příčné uspořádání mostu vychází z uspořádání dopravních pruhů pro tramvajové linky, jízdních a cyklistických pásů a chodníků a též z nezbytnosti převést kanalizační a vodovodní potrubí přes most (obr. 33). Vzhledem ke značné konečné šířce mostu je jeho průřez navržen v souladu s dvoufázovou výstavbou nosné konstrukce. Nejdříve se betonuje jádro komorového nosníku společně s krátkými konzolami (1 m). Po dokončení dvou polí se betonují zbývající části konzol, podepřené ocelovými vzpěrami, po délkových úsecích rovných délce polí v částech nad zátopovou oblastí nebo v délkách 6 m nad říčním korytem. Pole nad zátopovou oblastí se betonují technologií po polích postupně vpřed na těžkém trubkovém podpěrném lešení. Hlavní pole je letmo betonované po úsecích délky 4 m, s postupným vyvěšováním a předpínáním nosné konstrukce vnějšími předpínacími kabely ve vzdálenostech 6 m. Aby bylo možné postavit deviátory a namontovat vozík pro letmou betonáž, betonují se první úseky sousedící s pilíři na říčním břehu na trubkovém podpěrném lešení. Část nosné konstrukce druhé fáze nad zátopovou oblastí se betonuje po jednotlivých polích ihned po dokončení první fáze, ze stejného podpěrného lešení. V hlavním poli se druhá fáze vytváří opět letmou betonáží po úsecích o délce 6 m. Výstavba mostu pokračuje a má být dokončena v roce 2006 (obr. 34). MOSTY

Z P R E F A B R I K O V A N Ý C H N O S N Í K Ů Z P Ř E D P J AT É H O

BETONU

Jako všude ve světě byla i v Chorvatsku převážná část silničních mostů postavena z prefabrikovaných nosníků z předpjatého betonu, vzájemně spojených monolitickými příčníky a monolitickou mostovkovou deskou. Podélné spojitosti bylo nejčastěji dosaženo na úrovni mostovky pomocí spojovacích desek, ale byla aplikována i řešení s plnou spojitostí. V posledních patnácti letech převažují tři typy průřezů: I – s širokým horním pásem, T a U – žlab. V některých případech je šířka horního pásu nosníků taková, že nevyžaduje použití bednění mostovky. Když most překračuje řeku s velkým záplavovým územím a šířka řeky nepře-


6/2006

STAVEBNÍ

sahuje dvojnásobek délky pole příjezdových ramp, konstrukční typ použitý nad záplavovou oblastí bývá použit i nad řekou, ale s monolitickými nosníky, které mají náběhy o délce rovnající se délce polí ramp. Nosníky jsou provedeny jako plně spojité s prefabrikovanými nosníky vedlejších polí. Nadjezdy byly zpravidla stavěny z prefabrikovaných, předem předpjatých dílců, vylehčené desky nebo komůrkové nosníky podle velikosti rozpětí, spojených podélnými mokrými spárami, v konstrukční úpravě přenášející smykovou sílu. Tato technologie, která předpokládá, že i sloupy pilířů a opěr a jejich hlavice jsou prefabrikované, se do Chorvatska dostala z Itálie koncem 70. let 20. století. Prokázala se sice její efektivnost, ale problémy s trvanlivostí těchto konstrukcí se projevují stále zřetelněji. M O S T Y , K T E R É S E M A J Í S TAV Ě T V B L Í Z K É B U D O U C N O S T I Vedle velkého počtu mostů popsaných typů, které se budou stavět na dálnicích i jinde, je ještě několik mostů, které si v tomto článku zaslouží zmínku. Především je to most přes řeku Kupa v Sisaku. Bude to zavěšený most symetrické dispozice s poli 2 x 86 m a s předpjatou betonovou konstrukcí mostovky. Výstavba má začít počátkem jara roku 2006. Most Koranske mlinice [15] bude stát v chráněném území, kde objízdná komunikace kolem města Slunj překračuje údolí řeky Korana. Ze tří návrhů byl vybrán předpjatý betonový spojitý nosník o proměnné výšce 2,5 až 5,5 m. Návrh byl přizpůsoben pro letmou betonáž. Rozpětí hlavního pole 100 m vyplynulo z požadavku co nejúčinnějšího zmírnění dopadů na životní prostředí. Celková délka mostu bude 292 m, výstavba má začít počátkem příštího roku. Několik velkých mostů má být vybudováno metodou letmé

B E T O N O VÁ Z E Ď – Č E S K O S LO V E N S K Ý „BETON“ ZNOVU PROMLUVÍ BOX TV, Nezávislé producentské centrum Praha, připravuje významný audiovizuální projekt a prvořadým záměrem připomenout zřejmě největší betonovou stavbu našich dějin – Československé stálé opevnění z let 1935 až 1938. Výsledkem tohoto pozoruhodného projektu bude komplexní monotématické, šesti až sedmidílné dokumentární dílo. Cílem vytvoření souboru všech dílů (v prozatím uvažované stopáži 10 až 15 min.) je i dnes divácky přitažlivá audiovizuální prezentace obrany předválečné ČSR. V rámci tvorby seriálu je počítáno s uvedením souvisejících původních obrazových dokumentů, dialogů s dosud žijícími pamětníky a také s předními odborníky z oboru. Stejně tak budou v rámci seriálu natočeny dialogy s reprezentanty firem, jichž se technologie využívané při stavbě tehdejších betonových objektů svým způsobem dodnes týkají. Výsledný audiovizuální program bude zpracovávat atraktivní téma s využitím stávajícího dostupného bohatého archívního materiálu v obrazové souvislosti s natočenými aktuálními záběry betonových objektů. To znamená, že autoři seriálu budou v obraze i v komentáři srovnávat bývalou slávu zcela unikátního českého fortifikačního systému s jeho dnešním stavem, a to v současných exteriérech a souvislostech. Srovnání vyzní jednoznačně pozitivně a ani nelze jinak – již proto, že tehdy použitý materiál, důvtip, technologie, dovednost a důmysl našich předků, především však užitý beton, přese všechno přečkaly celou řadu desetiletí a tak či onak se staly nejen významnými krajinnými body, ale především nezničitelnými památníky svého druhu a své doby. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE


betonáže v rámci rozšíření Jadransko-Jónské dálnice v úseku Split–Ploče. Celková délka jednoho z nich přesahuje 600 m. V místě, kde dálnice přetíná údolí řeky Cetina, ve městě Omiš, kde je přírodní prostředí mimořádně citlivé. Zde se plánuje stavba obloukového mostu s táhlem s rozpětím 100 m. Státní silnice spojující Omiš s vnitrozemím také přetíná Cetinu, takže se musí vybudovat další železobetonový obloukový most o rozpětí 140,3 m. Stavba je také plánována na počátek příštího roku. Národní rozvojový program pro chorvatské ostrovy určuje dlouhodobou strategii vlády s primárním cílem vrátit na ostrovy život. Prvním úkolem je zlepšit dopravní spojení, a to především zřízením pevného spojení. Most spojující pevninu s ostrovem Pašman u Zadaru, šířka kanálu je 2 200 m, je jedním z těch, které mají být postaveny nejdříve [15]. Ze tří předložených návrhů má největší naději na úspěch zavěšený most s hlavním polem o rozpětí 500 m. I u dalších chorvatských ostrovů se v rámci programu dají očekávat podobná inženýrská díla. Prof. Zvonimir Marić, PhD. Fakulta stavební v Osijeku Ul. Crkvena 21, 31 000 Osijek, Croatia e-mail: [email protected] Damir Tkalčić, MSc., Civ. Eng., PE Institut stavebního inženýrství Chorvatska ul. J. Rakuše 1, 10 000 Zagreb, Croatia e-mail: [email protected] Terminologickou korekturu překladu článku provedl Ing. Karel Dahinter, CSc.

Významné a stále dominantní pozůstatky Československého stálého opevnění jsou dodnes ke spatření jak v českém vnitrozemí, tak zejména v širokém pohraničním pásu kolem bývalé ČSR. V rámci opevňovacího plánu, realizovaného postupně v předválečných létech (a plánovaného až do roku 1950, 1952!) bylo reálně dokončeno kolem deseti tisíc menších a dvou set velkých pevnostních objektů. Navíc bylo (v různém stádiu dokončení) rozestavěno na deset velkých pevnostních souborů, tvrzí. Tyto stavební a z dnešního hlediska stále nanejvýš pozoruhodné historické a také technické památky jsou dodnes velmi dobře k navštívení, ke spatření a především k zamyšlení v Čechách, na Moravě, i na Slovensku – jako velmi významná součást novější, zejména české historie. Specifika natáčení předmětného tématu spočívají v určité zvláštnosti, dané tím, že záběry betonových pevností je možné uspokojivým způsobem natočit výhradně v době vegetačního klidu, tedy „bez listí“, ale ovšem také „bez sněhu“. I to je důvod, proč je natáčení seriálu „Betonová zeď“ rozvrženo do příštích dvou let tak, aby seriál mohl být premiérově uveden v jubilejním roce 2008. Podstatným rysem dokumentu není prvoplánová konfrontace mezi „tehdy“ a „dnes“. Důležitým dramaturgickým momentem „Betonové zdi“ je pozitivní aktualizace dnešní filozofie „betonu“, a to včetně pozitivních a zcela zřetelných vizuálních ukázek soudobého využití tohoto zajímavého, tvárného, všestranně využitelného a zejména perspektivního materiálu. O postupu realizačních prací na dokumentárním cyklu „Betonová zeď“ budeme čtenáře průběžně informovat. z podkladů realizačního kolektivu seriálu

6/2006

27

STAVEBNÍ


PROJEKT LODNÍHO ZDVIHADLA NA VODNÍM DÍLE SLAPY DESIGN OF SHIP LIFT STRUCTURE AT THE SLAPY DAM M A R T I N J A K O U B E K , P AV E L U H E R , R A D E K V E S E LÝ Otázka dokončení lodního zdvihadla na vodním díle (VD) Slapy je v současné době znovu otevřena. V článku jsou popsány dvě uvažované alternativy technického řešení: varianta šachtové plavební komory a šikmého lodního zdvihadla. Question of ship lift structure at the Slapy Dam ending is opened again in present days. Two main alternatives of technical resolution are described in following text: the lock with high lift or slopping ship lift HISTORIE PROJEKTU Vodní dílo Slapy bylo uvedeno do provozu v roce 1955 bez plavebního zařízení a tento stav trvá dodnes. Slapská přehrada zůstává hlavní překážkou splavnění Vltavské vodní cesty z Prahy do Čes-

kých Budějovic pro plavidla o nosnosti do 300 t (obr. 1). Při stavbě VD Slapy bylo již od prvních studií uvažováno o zřízení plavebního zařízení. Pro časovou tíseň v době stavby, velké stavební náklady a vznikající technologické komplikace po napuštění přehrady nebyl tento záměr dokončen. Byla vybudována pouze stavební část horního zhlaví plavební komory na pravém břehu v horní zdrži. Dostavba plavebního zařízení na Slapech vyvolává mezi odborníky v České republice živou polemiku již více než padesát let. Do dnešní doby bylo zpracováno několik alternativ stavebních i technologických koncepcí. Původní projekt [1] předpokládal výstavbu vertikálního zdvihadla v železobetonovém věžovém objektu umístěném mimo těleso hráze v pravém břehu. Objekt měl být zaústěn do obtokového tunelu, který při stavbě sloužil k převádění vody staveništěm přehrady (obr. 2). SOUČASNÝ

S TAV P R O J E K T O V É

P Ř Í P R AV Y Z Á M Ě R U

V poslední expertní studii [2] byly rozpracovány tři varianty technického řešení lodního zdvihadla:

Obr. 1 Mapa povodí Vltavy s vyznačením VD Slapy Fig. 1 Map of Vltava river basin with marked the Slapy Dam

28

Obr. 2 Schéma technického řešení šachtové plavební komory. 1 – plavební tunel v horní vodě, 2 – lodní výhybna, 3 – příjezdová komunikace, 4 – plato plavební komory, 5 – šachtová plavební komora, 6 – dolní plavební tunel, napřímení stávajícího obtokového tunelu, 7 – uzavření obtokového tunelu Fig. 2 Design diagram of lock with high lift

• šachtové lodní zdvihadlo s plným vyvážením, • šachtová plavební komora s úspornými nádržemi a • šikmé lodní zdvihadlo. První i druhá varianta mají v podstatě stejné dispoziční uspořádání, které se opakuje také v některých předchozích studiích. Využívá v největší možné míře plavební komoru v horní vodě a část stávajícího obtokového tunelu pro příjezd lodí ke zdvihadlu z dolní vody. Třetí varianta uvažuje s přepravou plavidla převážně po povrchu, s překonáním výškového rozdílu pomocí šikmé dráhy, umístěné na pravém svahu pod hrází. V současné době není pro další stupně projektové přípravy vybrána žádná z uvedených variant. V článku jsou podrobněji popsány dvě odlišné koncepce technického řešení. Rozdíl spočívá zejména ve způsobu přepravy plavidla. Šachtová plavební komora využívá v maximální míře podzemních objektů, šikmé lodní zdvihadlo je umístěné na povrchu. V textu je popsáno především stavební řešení prezentovaných variant. Všechny varianty jsou navrženy podle současně platných parametrů I. třídy evropské klasifikace vodních cest pro plavidla o nosnosti do 300 t. Užitné rozměry plavebního zařízení jsou 45 x 6 m, s hloubkou nad záporníkem 3 m. Specifickým požadavkem je umožnit provoz lodního zdvihadla při výrazném denním kolísání hladin v obou zdržích, v horní Obr. 3 Letecký pohled na šachtovou plavební komoru Fig. 3 Ground plan of lock with high lift


6/2006

STAVEBNÍ


Obr. 4 Podélný profil šachtovou plavební komorou Fig. 4 Longitudinal profile of lock with high lift

zdrži VD Slapy 1,5 m a v dolní zdrži VD Štěchovice 3,2 m. Š AC H T O VÁ P L AV E B N Í K O M O R A Výstavba plavební komory s sebou přináší celou řadu problémů hydraulických, nautických i statických. Bylo nutné vyřešit dispoziční uspořádání objektů s ohledem na zajištění optimálních vjezdových a výjezdových poměrů z horní i dolní zdrže. Pro bezpečné vplutí a vyplutí návrhového plavidla v dolní vodě je nezbytné, aby se tento manévr uskutečnil v přímé trati. Proto je nutné stávající obtokový tunel napřímit v místě napojení svislé šachty. Náhlá změna směru plavby, která je z popsané dispozice nutná, bude prováděna při zastavení plavidla v lodní výhybně v horní vodě. Výhybna současně umožní křížení protisměrně jedoucích plavidel, což výrazně zkrátí proplavovací cyklus. Vazby jednotlivých objektů jsou patrné na obr. 2, šedě jsou vyznačeny stávající konstrukce, červeně nově budované objekty. Horní plavební kanál Ze stávajícího horního zhlaví plavební komory bude postaven plavební kanál vedený z části otevřeným zářezem a z části krátkým plavebním tunelem. Ražený profil bude realizován Novou rakouskou tunelovací metodou. Definitivní ostění je navrženo z monolitického železobetonu. Na obou stěnách tunelu budou pochozí (únikové) lávky, jejichž stěny budou mít v rozsahu kolísání hladiny 1,5 m funkci svodidel. Plavební tunel bude ukončen v bazénu lodní výhybny přibližně lichoběžníkového půdorysu (obr. 3). Konstrukce výhybny je navržena z monolitického železobetonu. Proti vztlakovým účinkům působícím na nosnou konstrukci výhybny bude její základová spára trvale odvodněna systematickou drenáží, zaústěnou do dolní vody. Výhybna bude

vybavena dvěma pohyblivými vázacími zařízeními, která umožní natočení plavidla, případně jejich vyhýbání. Plavební komora Ve směru po vodě navazuje na bazén lodní výhybny vlastní objekt šachtové plavební komory. Plavební komora bude umístěna v šachtě eliptického půdorysu 60 x 25 m s plochou příčného řezu cca 1300 m2 a hloubkou 60 m (obr. 4). Světlý profil komory je 45 x 6 m, vzniklý meziprostor bude využit pro úsporné nádrže. Výstavba by měla dle zadání probíhat za plného provozu hydroelektrárny a bez mimořádného snížení hladin v horní i dolní zdrži. Hloubení i ražby budou probíhat v relativně složitých hydrogeologických podmínkách [3] (mimořádně tvrdé amfibolity s pevností v tlaku 300 MPa, rozpadlé do bloků s přítomností puklinové podzemní vody pod tlakem až 50 m vodního sloupce). Šachta bude při tomto dispozičním uspořádání umístěná v bezprostřední blízkosti přehrady, v nejbližším místě je navržena její vzdálenost od tělesa hráze 100 m. Pro zajištění bezpečnosti přehradního díla během výstavby bude minimalizován vliv otřesů na konstrukci hráze a provozované hydroelektrárny. Proto bude před zahájením postupného hloubení proveden zajištěný obvodový vrub pomocí hydrofrézy na celou výšku šachty. Mezi primární a sekundární ostění bude vložena hydroizolace s trvalým drenážním systémem svedeným do dolní vody. Bude tak eliminován případný hydrostatický tlak z puklinových systémů na definitivní konstrukce šachty. Díky tomu lze výrazně snížit dimenze jednotlivých prvků. Definitivní ostění i vnitřní konstrukce budou provedeny z monolitického železobetonu. Vnitřní konstrukce šachty, které budou


6/2006

Obr. 5 Schéma plnění a prázdnění komory Fig. 5 Design diagram of filling and discharging processes

využívány jako úsporné nádrže, jsou navrženy na přenesení rozdílných hydrostatických tlaků při pravidelném kolísání hladiny během napouštění a vypouštění plavební komory. Plavební komora se středním spádem 53,85 m bude vybavena třemi dvojicemi úsporných nádrží propojených plnícími a prázdnícími kanály. Realizací úsporných nádrží bude potřeba vody při jednom proplavení snížena z 14 540 m3 na 5 390 m3. Princip úsporných nádrží spočívá v přepouštění vody při klesání či stoupání hladiny v plavební komoře do odpovídajících úsporných nádrží (obr. 5). Plnění a prázdnění komory bude dlouhými obtoky uzavíranými stavítky. Součástí díla budou technologická zařízení v horní i dolní vodě. Pro psychickou pohodu pasažérů budou plavební komora i dolní plavební tunel na stěnách osvětleny. Pro provoz a údržbu vlastní plavební komory i úsporných nádrží budou sloužit dvě suché přístupové šachty vybavené schodištěm a výtahem v centrálním prostoru pro dopravu materiálu a zařízení. 29

STAVEBNÍ KONSTRUKCE STRUCTURES

Obr. 6 Perspektivní pohled – šachtová plavební komora Fig. 6 Perspektive view – lock with high lift

Dolní plavební kanál Dolní plavební kanál bude tvořen tunelem, vedeným v přímé ve směru podélné osy šachtové plavební komory, napojeným na přímý koncový úsek obtokového tunelu. Stávající tunel tak bude nutno přeprofilovat. Definitivní ostění je navrženo z monolitického železobetonu. Zbývající část obtokového tunelu délky cca 130 m bude využita pro zakládku rubaniny, která bude následně zmonolitněna injektáží a profil tunelu tak bude uzavřen. Na obou stěnách tunelu budou pochozí (únikové) lávky, jejich stěny budou mít v rozsahu kolísání hladiny funkci svodidel. Š I K M É LO D N Í Z D V I H A D LO Princip proplavení návrhového plavidla horním plavebním kanálem a lodní výhybnou je obdobný jako u šachtové plavební komory, rozměry jednotlivých objektů jsou ovšem rozdílné. K překonání úrovně horní a dolní vody je navržena šikmá dráha, po které se pohybuje vana zdvihadla s protizávažím. Základ dráhy rozměru cca 50 x 140 m tvoří mohutná železobetonová konstrukce, která je zavázaná do skalního masivu po etážích zazubenou základovou spárou. Literatura: [1] Záruba L.: Vodní dílo Slapy, Technický projekt lodního zdvihadla,1953 [2] Uher P., Trnka M., Suchý J., Veselý R., Jakoubek M., Kuňák J.: Expertní technicko-ekonomická studie k výstavbě lodního zdvihadla na vodním díle Slapy, 2006 [3] Záruba Q. & kol.: Geologie přehrad na Vltavě. Praha, 1967

30

Navržené dispoziční uspořádání ovlivnila morfologie svahu. Nasazení šikmé dráhy bylo vyprojektováno na 3D modelu s ohledem na zajištění optimálních vjezdových a výjezdových parametrů z horní a dolní vody. Proti posunu skalních bloků pod konstrukcí dráhy bude jejich povrch systematicky přikotven do skalního podkladu pomocí mikropilot. Železobetonová konstrukce tvoří při horním povrchu průběžnou podporu kolejové dráhy. Na levé straně dráhy bude umístěno nouzové schodiště a svážnice. Na konstrukci v dolní části plynule navazuje vanová konstrukce pro nasměrování plavidla na dráhu, která ji rozšiřuje zhruba o 50 m. V horní části bude umístěna železobetonová halová konstrukce provozního objektu. Celý obtokový tunel bude zavezen rubaninou, která bude následně zmonolitněna injektáží a profil tunelu bude v celé délce uzavřen. Povrch u portálu obtokového tunelu bude sanován. Po dobu provádění šikmého lodního zdvihadla bude zřízena v korytě Vltavy stavební jímka, spojená provizorním přemostěním s komunikací na levém břehu. Z ÁV Ě R Šachtová plavební komora díky využití podzemních objektů představuje minimální zásah do pravého břehu. Šikmá dráha pro zdvihadlo naopak značně zasahuje do stávajícího terénu. Jelikož je stavba zdvihadla situována do nádherné krajiny v údolí řeky Vltavy, bude během povolovacího řízení a rozhodování o volbě varianty zvažováno zasazení projektu do prostředí a jeho vizuální ztvárnění. V dosahu díla bude zřízeno návštěvnické centrum pro cestující z lodí i pro veřejnost, která dílo pouze navštíví. Lze očekávat mimořádný zájem veřejnosti, neboť dílo se stane svými technickými paramet-

Obr. 7 Perspektivní pohled – šikmé lodní zdvihadlo Fig. 7 Perspective view – sloping ship lift

ry i mimořádným řešením vyhledávaným turistickým cílem v evropském měřítku. Také s tímto využitím se počítá při posuzování efektivnosti investice. Představená technická řešení zpracovaná na úrovni studie jsou dle současných předpokladů možná a konstrukčně proveditelná. Bezpečnostní rizika spojená s výstavbou a provozem plavebního zařízení by neměla převyšovat běžná rizika spojená s provozem vodních cest a nejsou tedy na překážku výstavbě. Technické návrhy budou dále rozpracovány a ekonomicky zhodnoceny v dalších stupních projektové dokumentace, na základě kterých bude vybrána optimální varianta pro realizaci lodního zdvihadla. Je nesporné, že technicky mimořádné a náročné dílo bude i velice nákladné. Předpokládané náklady se podle řešených variant pohybují mezi 1620 až 1780 mil. Kč. Ing. Martin Jakoubek METROPROJEKT Praha, a. s. I. P. Pavlova 2, 120 00 Praha 2 tel.: 296 154 404 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Uher PÖYRY Environment, a. s Bezová 1658, 147 14 Praha 4 tel.: 244 062 353 e-mail: [email protected] Ing. Radek Veselý HYDROPROJEKT CZ, a. s. Táborská 31, 140 16 Praha 4 tel.: 261 102 348 e-mail: [email protected]


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S

DEFINITIVNÍ OSTĚNÍ KONVENČNĚ RAŽENÝCH TUNELŮ V ČESKÉ REPUBLICE – SOUČASNOST A BUDOUCNOST P E R M A N E N T L I N I N G O F C O N V E N T I O N A L LY D R I V E N T U N N E LS IN THE CZECH REPUBLIC – PRESENCE AND FUTURE

P O Ž A D AV K Y N A D E F I N I T I V N Í O S T Ě N Í Definitivní tunelová ostění musí splnit řadu často protichůdných požadavků jak ve fázi realizace, tak i během životnosti díla (zpracovatelnost směsi, omezení trhlin, rychlý nárůst pevnosti, odolnost proti vlivům prostředí). Dalším významným faktorem ovlivňujícím návrh definitivního ostění je skutečné deformační chování výrubu během


6/2006

Inzerce 96,5x132 zrcadlo (Beton 1 1

Statika, která Vás bude bavit ...

V současné době se v České republice provádí a připravuje velké množství dopravních tunelů, které mají jako definitivní obezdívku monolitické betonové ostění, většinou vyztužené ocelovou betonářskou výztuží. Mezi nedávno realizovanými srovnatelnými stavbami je možné nalézt značné rozdíly v přístupu k navrhování i ve výsledné konstrukci. Především díky úsilí jednotlivců se podařilo u některých staveb navrhnout a postavit nákladově velmi efektivní konstrukce, které splňují potřebné technické požadavky. Výsledky této snahy a zkušenosti z realizace a provozu dokončených staveb by se měly promítnout do procesu přípravy a výstavby budoucích tunelů.

RSTAB RFEM

www.dlubal.cz

Definitivní ostění nových dopravních tunelů v ČR jsou zpravidla realizována z vyztuženého monolitického železobetonu. Článek rozebírá faktory ovlivňující návrh a realizaci těchto ostění, následně pak přináší porovnání vybraných českých tunelů. Popsání současných světových trendů osvětluje další možnosti, které jistě v budoucnu najdou uplatnění i v ČR. In the Czech Republic are permanent tunnel linings generally formed from the reinforced in-situ casted concrete. The paper discusses factors affecting design and construction of these linings, consequently it brings comparison of selected Czech tunnels. Description of the world trends highlights further possibillities which in future will certainly find application in the CR.

ražby a po zajištění dočasným (primár- P Ř E H L E D V Y B R A N Ý C H T U N E L Ů V Č R ním) ostěním. Návrh definitivního ostě- Porovnání realizovaných definitivních ní by měl přihlédnout k průběhu ražeb ostění některých nedávno dokončených (t.j. především ke skutečnému stavu hor- silničních tunelů je provedeno v tab. 1. ninového masivu, k deformačnímu cho- Z tabulky je zřejmé, že použitá třída pevvání výrubu zajištěného primárním ostě- nosti betonu byla ve všech případech ním a dále i k chemickému složení prů- shodná, odolnost proti vlivu prostředí se sakových vod, jejich agresivitě a množ- různí. Tloušťka definitivního ostění a jeho ství). Tyto údaje jsou důležité pro posou- vyztužení se odvozuje od velikosti vnitřzení dlouhodobé trvanlivosti a funkčnos- ních sil v ostění. Přirozeně v horších geoti primárního ostění, a tím i k definování logických podmínkách, při větší ploše výrubu či při uvažování plného hydrostanutné kapacity definitivního ostění. Splnění požadavků kladených na ostě- tického tlaku jsou vnitřní síly v definitivním ní a jejich optimalizace je především ostění vyšší. Nicméně optimalizací tvaru v kompetenci projektanta. Dosavadní ostění či vzhledem k příznivému deforpraxe v České republice ponechávala (až mačnímu chování masivu během realina výjimky) stejného projektanta u celé- zace ražeb je možné množství výztuže ho procesu přípravy včetně stadia reali- definitivního ostění zredukovat. V ideálzace díla. Kromě výhod spočívajících ve znalosti problematiky konkrétního projekProgram pro výpočet Program pro výpočet tu s sebou tento rovinných i prostorových konstrukcí metodou přístup přináprutových konstrukcí konečných prvků ší i nemalá rizika, která spočívají především v absenci kritické diskuze navrženého řešení v průběhu přípravy (pokud je dílo připravováno pouze jedním subjektem od DUR až po RDS). Tato rizika jsou zvyšována tím, že na projektech v ČR zpraviŘada přídavných modulů dla není projekční Rozsáhlá knihovna profilů příprava průběžně Snadné intuitivní ovládání externě kontrolo6 500 zákazníků ve světě vána a standardNová verze v českém jazyce ně se neprováZákaznické služby v Praze dí „value engineering“ (t.j. hledáIng. Software Dlubal s.r.o. ní alternativních, Anglická 28,120 00 Praha 2 technicky i ekonoTel.: +420 222 518 568 Ing. Software Fax: +420 222 519 218 micky výhodnějDlubal E-mail: [email protected] ších, variant k základnímu řešení). Demoverze zdarma ke stažení

M A R T I N S R B , M AT O U Š H I L A R

31 20.9.2006 8:31:45

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S Charakteristika/Tunel

Mrázovka dvoupruh

Mrázovka třípruh

Valík

Panenská

Libouchec

Geologie

břidlice křemence

břidlice křemence

břidlice

pararuly ortoruly

ortoruly

Délka [m]

409

1288

330

2058 (2030)

535 (454)

jílovce droby prachovce pískovce 1077 (1088)

Plocha výrubu [m2]

130

160 (340 rozplet)

154

85 / 121

85 – 89

120

Délka bednícího vozu [m]

4,5

7,5

10

12

12

12

Tlouštka ostění [mm]

400

400

400

350

C25/30 XF4

C25/30 XF4 XD3

C25/30 XF2

C25/30

Beton

450 (klenba) 400 – 600 C25/30

fóliová, fóliová, fóliová, celoobvodová celoobvodová deštníková

Izolace Vyztužení horní klenba [kg / m3] Vyztužení spodní klenba [kg / m3]

fóliová, deštníková

fóliová, fóliová, deštníková celoobvodová

115

115

75 – 85

80

0 / 26 / 47

100

125

130

90 – 95

-

patky – 57

100

Mostovka navržena jako táhlo

Další

ním případě je možné ostění navrhnout jako nevyztužené (např. převažující úseky tunelu Libouchec). SVĚTOVÉ

C25/30 XF4 XD3

Klimkovice

T R E N DY

Tradiční přístup Tradičním prvkem konvenčního tunelování (NRTM) je okamžité zabezpečení nevystrojeného výrubu pomocí primárního ostění ze stříkaného betonu (SB). Toto ostění může, ale nemusí být považováno za dočasné. Sekundární ostění je vytvořeno z monolitického (prostého, nebo vyztuženého) betonu uvnitř primárního ostění. Jeho statickým účelem je během životnosti tunelu převzít zatížení horninovým masivem a podzemní vodou, pokud se tato předpokládají. Mezi primární a sekundární ostění je vložena fóliová izolace a propustná geotextilie odvádějící případnou podzemní vodu do drenážního systému pod úrovní vozovky (v případě deštníkové izolace). Při tomto přístupu se dají za úsporná považovat řešení používající nevyztuže-

PP vlákna v betonu

né monolitické ostění. Nepoužití výztuže znamená nejen nižší cenu betonové konstrukce, ale i snadnější a rychlejší realizaci, snížení rizika poškození fóliové izolace (nebezpečí propíchnutí izolace) a také odstraňuje nebezpečí koroze výztuže a s tím spojené porušení betonu. Hlavními faktory umožňujícími použití nevyztuženého monolitického betonu je optimalizace tvaru a předpoklad zatížení vedoucí k minimalizaci ohybových momentů v ostění (obr. 1), redukce možnosti vzniku trhlin v ostění a/nebo jejich připuštění. Snížení ohybových momentů lze značně ovlivnit vhodnou volbou geometrie ostění (kruhový či oválný tvar). Riziko vzniku trhlin vlivem smršťování či dotvarování může být sníženo vhodným složením betonové směsi (omezením množství cementu a přidáním popílku pro zpomalení hydratačního procesu, ošetřováním čerstvého betonu) a betonováním po krátkých záběrech (t.j. úseky menší než 10 m). Pokud není použita mezilehlá izolace, tak se doporučuje pro snížení rizika vzniku trhlin instala-

Tab. 1 Porovnání definitivních ostění některých realizovaných silničních tunelů Tab. 1 Comparison of permanent linings belonging to some completed road tunnels

ce plastické separační membrány, která sníží tření na kontaktu s primárním ostěním. Protože koncentraci napětí v ostění se nelze vždy vyhnout (např. oblasti portálů či křížení tunelů), pragmatickým přístupem je použít nevyztužené sekundární ostění pro maximální část tunelu s vyztuženým ostěním pouze v omezených oblastech. Existují také jiné přístupy, v ČR zatím na nových dopravních tunelech nepoužité, které mohou nabídnout znatelné úspory v porovnání s tradičním řešením. Některé z variant pro definitivní ostění jsou popsány níže. Ostění ze stříkaného betonu (OSB) Stříkaný beton je v ČR tradičně vnímán jako materiál nižší kvality a trvanlivosti. Proto jsou primární ostění vnímána jako dočasná. Použitím moderních technologií, materiálů a kontroly procesu výroby je možné dosáhnout stejné kvality stříkaného betonu jako betonu monolitického. Během posledních patnácti let byl stříkaný beton úspěšně využit jako definitivní ostění na stále narůstajícím počtu dopravních tunelů (Vereina, Heathrow). Vzhledem k tomu, že na tunelech provedených od začátku používání OSB (t.j. cca od padesátých let 20. století) byla prokázána skutečnost, že primární OSB nedegraduje úplně během životnosti ostění, jsou projektanti postaveni před úkol zahrnutí vlivu a funkce primárního ostění do návrhu definitivního ostění. Na mnoha projektech (např. rakouské silniční tunely či CTRL North Downs tunel v Británii) byl vliv primárního ostění zahrnut do úvah a výpočtů dlouhodobého zatížení tunelového ostění, což vedlo k významným úsporám materiálu. Obr. 1 Ukázka vlivu tvaru tunelového ostění na velikost výsledných ohybových momentů (méně klenuté ostění by vedlo v daném případě k čtyřikrát vyšší velikosti momentů) Fig. 1 Example of tunnel lining shape impact on the bending moments values (less dished lining would mean four times higher M in the given case)

32


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S spojení mezi stříkanou izolací a betonovým ostěním je výsledný efekt případného porušení izolace podstatně nižší v porovnání s pásovou izolací. Vzniklá vazba mezi izolací a ostěním zamezuje vytvoření vodních cest podél tohoto rozhraní, což snižuje riziko vniku vody do tunelu.

Obr. 2 Definitivní ostění propojky tunelu ART terminálu 5 z jednoplášťového stříkaného betonu (metoda LaserShell) Fig. 2 Permanent tunnel lining of the ART tunnel Gross-passage at Terminal 5 formed from single pass SCL (Lasershell Metod)

Jednoplášťová OSB Dalším ze současných trendů jsou jednoplášťová ostění. Pro jednoplášťová ostění platí, že část (zpravidla většina) nastříkaného betonu je uvažována jako trvalá nosná vrstva. Při použití jednoplášťových ostění odpadá aplikace izolace a realizace sekundárního ostění, což vede k velmi významné úspoře času a ceny (a to i přes vyšší cenu stříkaného betonu oproti monolitickému). Na druhou stranu je zaručení a prokázání dlouhodobé únosnosti, nepropustnosti a trvanlivosti ostění značně obtížné. Jedním z příkladů realizace jednoplášťových ostění, kde se všechny zmíněné aspekty podařilo prokázat, je projekt Terminálu 5 na letišti Heathrow ve Velké Británii. Na Terminálu 5 bylo ostění provedeno bez výztužných rámů či sítí, čímž byl odbourán problém koroze výztuže. Pro zvýšení houževnatosti (v případě překročení zatížení) byla přidána ocelová vlákna, nicméně ostění bylo obecně navrženo jako nevyztužené (obr. 2). V oblastech koncentrací napětí (např. křížení tunelů) byla přidána ocelová betonářská výztuž.

Ostění z vodonepropustného betonu Ostění z vodonepropustného betonu umožňuje zajištění nepropustnosti ostění bez mezilehlé izolace. Zajištění nepropustnosti betonu jako materiálu obecně není problém. Zásadnějším problémem je splnění požadavku na maximální velikost trhlin, což zpravidla vede k vyššímu stupni vyztužení betonu. Na druhou stranu není ostění z vodonepropustného betonu příliš náchylné k mechanickému porušení, což v porovnání s fóliovými izolacemi vede k podstatnému snížení rizika přítoků vody během provozu tunelu, kde jsou případné přítoky zpravidla řešeny dodatečnou injektáží. Ostění z vodonepropustného betonu

Stříkané izolace Stříkané izolace jsou relativně novou technologií, která nabízí další zajímavou možnost pro projektanta. Stříkané izolace byly použity na několika projektech během posledních let s rozdílným úspěchem. II. mezní stav Technologie a znalost této aplikace a mezní stavy použitelnosti je stále ve vývoji. Zdá se, že tyto Software FEM TRIMAS® jsme s využitím aktuálních poznatků a technických izolace jsou vhodnorem nově rozšířili o možnosti analýzy a návrhu prutových monolitických né především do konstrukcí na II. mezním stavu a dále o komplexní vedení posudků prostředí s nízkýa navrhování prostorových plošných konstrukcí pro mezní stavy použitelnosti mi tlaky vody. Peča únavy. Spolu s osvědčenými funkcemi, jako např. předpětí, fáze výstavby, kombinace, stabilitní analýza, vrstevnaté podloží, spřažené průřezy, livá příprava povrdimenzování na MSÚ aj. tak poskytujeme velmi univerzální nástroj na statiku chu a ošetřování libovolných pozemních a mostních staveb. jsou podmínkou Využijte i Vy nabídku produktů a služeb RIB opírajících se o 45 roků pro úspěšné vyupraktických zkušeností ve stavebním oboru. žití stříkaných izoVíce informací se dozvíte na: >> www.rib.cz lací. Stříkané izolace jsou výhodRIB stavební software s.r.o. né především pro Zelený pruh 1560/99 aplikaci na ostění CZ-140 00 Praha 4 s nepravidelnou Tel.: +420 241 442 078 geometrií, kde je Fax: +420 241 442 085 Mobil: +420 608 953 721 kvalitní provedeEmail: [email protected] ní běžných fóliových izolací obtížné. V těchto případech mohou stříkané izolace znamenat značnou úsporu času. http://www.rib.cz Vzhledem k relativně pevnému


6/2006

33

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S jsou poměrně oblíbená v Německu, kde byla aplikována na řadě tunelů (např. železniční tunely na DB Neubaustrecke KölnRhein/Main-Elzerberg, Himmelberg, Schulwald, Metro Mnichov atd.). Tento druh ostění je jistě použitelný i pro některé z budoucích českých dopravních tunelů. DISKUSE N Ě KTE RÝC H Ř EŠE N Í V Č R Moderní přístup ke geotechnickému návrhu tunelů (t.j. k ražbě a vystrojení) spočívá v uvažování každého tunelu jako specifického projektu, s případným využitím podobností s jinými srovnatelnými projekty. Požadavky na návrh a realizaci definitivního ostění na jednotné silniční či dálniční síti v ČR by naopak měly být jednotné, a tím zajišťovat stejná či podobná řešení. Současná situace tomu zcela neodpovídá. Tento fakt lze demonstrovat pomocí několika klíčových parametrů čtyř tunelů dálniční sítě, které lze považovat za srovnatelné (typ komunikace, geotechnické a klimatické podmínky, velikost výrubu, délka, výška nadloží). Zohlednění ražby pro návrh definitivního ostění Při provádění tunelů konvenčním způTab. 2 Srovnání čtyř tunelů dálniční sítě Tab. 2 Comparison of four highway tunnels

sobem (NRTM) je pro zajištění přiměřené efektivity a úspornosti návrhu nutné tento požadavek zohlednit tam, kde to je možné. Jeho zanedbání (např. z důvodů časových či jiných) je nesprávné. Návrh definitivního ostění má být standardně dokončen až po provedení a vyhodnocení příslušného úseku ražby. U tunelu Libouchec byly skutečné vlastnosti a chování horninového masivu při ražbě zohledněny při návrhu definitivního ostění a došlo k výrazné úspoře výztuže ve srovnání s DZS. U ostatních tunelů se v návrhu definitivního ostění nepodařilo realizovat úspory výztuže navzdory velmi příznivému deformačnímu chování výrubů během ražeb. U tunelu Klimkovice bylo uvažováno zatížení plným hydrostatickým tlakem, které bylo pravděpodobně rozhodujícím zatěžovacím stavem. Beton Beton by měl být navržen v souladu s novou betonářskou normou ČSN EN 206-1. Pro uvažování o stanovení přiměřené úrovně odolnosti betonu proti vlivům prostředí je nutné se na této úrovni shodnout, ale zároveň by tato shoda neměla odporovat ustanovením normy. U dvou tunelů je pevnostní třída betonu nižší, než vyžaduje norma vzhledem k daným stupňům vlivu prostředí (pro

Parametr / Tunel

Valík

Panenská

Libouchec

Klimkovice

1. Zohlednění ražby pro návrh definitivního ostění

NE

NE

ANO

NE

2. Beton

C25/30 XF4 XD3

C25/30 XF4 XD3

C25/30 XF2

3. Výztuž

ANO (85kg/m3)

ANO (80kg/m3)

C25/30 XF4 XD3 ANO (30%) NE (70%) (26-47kg/m3)

NE

NE

NE

ANO

4. Polypropylénová vlákna

Tab. 3 ČSN EN 206-1: Stupně vlivu prostředí Tab. 3 Czech standard ČSN EN 206-1: Environment impact classes

ANO (100kg/m3)

stupeň XF4 je normou požadovaná pevnost C30/37, pro stupeň XD3 je normou požadovaná pevnost C35/45 – viz tab. 3). Při diskusi o přiměřené odolnosti by se měly vzít v úvahu podmínky provozu, používání rozmrazovacích prostředků, další ochrana betonu nátěrem a také zkušenosti ze zemí s velkým množstvím silničních tunelů (Německo, Rakousko, Itálie atd.). Ze zde uvedených příkladů považujeme za vhodnou kvalitu betonu použitou na tunelu Klimkovice (C25/30 XF2). Požadavek na odolnost proti vlivu prostředí stupně XD3 a XF4 je pro české silniční tunely neopodstatněný, především v kombinaci s používanými ochranými nátěry a není ani v souladu se zavedenou praxí tunelářsky vyspělých zemí. Výztuž U všech tunelů byla navrhována klasická betonářská výztuž. U tunelu Libouchec (obr. 3) byly skutečné vlastnosti a chování horninového masivu při ražbě zohledněny při návrhu definitivního ostění a došlo k výrazné úspoře výztuže ve srovnání s DZS. U ostatních tunelů se při návrhu definitivního ostění nepodařilo realizovat úspory výztuže navzdory velmi příznivému deformačnímu chování masivu a primárního ostění v průběhu ražeb. Polypropylénová (PP) vlákna PP vlákna jsou přidávána do betonu ke zvýšení požární odolnosti. Jejich použití je nutné vyžadovat tam, kde může být efektivní a je zdůvodněné (místa zvýšeného rizika poškození jiných důležitých objektů či sítí a jejich funkcí – např. je-li nad mělkým tunelem důležitá železniční trať a požár v tunelu by mohl způsobit poškození definitivní obezdívky a deformace masivu vedoucí k přerušení provozu železniční trati). Univerzální použití PP vláken (t.j. pro celý tunel) se nezdá být vhodné. Při diskusi o použití PP vláken je nutné vyžadovat prokázání jejich potřebnosti detailní analýzou, která porovnává přínosy s náklady (cost-benefit analysis). Dále by měly být uvažovány zkušenosti a používaná řešení na srovnatelných projektech v jiných zemích. PŘÍSTUP V Č R A BUDOUCÍ VÝVOJ Přístup k navrhování a provádění tunelů včetně jejich definitivních ostění je v ČR ovlivněn skutečností, že první „moderní“ tunely (myšleny jsou tunely ražené NRTM za pomoci observačních prin-

34


6/2006


Obr. 3 Betonáž definitivního ostění tunelu Libouchec (šachovnicový způsob) Fig. 3 Permanent lining concrete casting for Libouchec tunnel (chess pattern)

cipů) se začaly realizovat až v posledních cca deseti letech; první dálniční tunel byl uveden do provozu až v říjnu 2006. Během tohoto období se postupně vytvářelo odborné zázemí a kapacity, které jsou schopné připravovat a realizovat náročné tunelové projekty. Literatura: [1] Aldorf J.; Ďuriš L.: Statika sekundárního ostění tunelu Valík. Tunel 3/2006 [2] Hilar M.; Thomas A.: Přístup k řešení definitivního ostění tunelových staveb ve Velké Británii, Beton v podzemních a základových konstrukcích. Praha, únor 2006 [3] Mařík L.: Definitivní ostění tunelu Libouchec, Beton v podzemních a základových konstrukcích. Praha, únor 2006 [4] Svoboda J.; Zwilling R.; Švarc V.: Realizace definitivní obezdívky tunelu Valík, Beton v podzemních a základových konstrukcích. Praha, únor 2006 [5] Hilar M.; Thomas A.; Falkner L.: Nejnovější inovace v provádění ostění ze stříkaného betonu – metoda LaserShell. Tunel 4/2005 [6] Kvaš J.; Novotný M.: Výstavba tunelů Panenská na dálnici D8. Tunel 3/2004 [7] Dvořák J.; Šourek P.: Definitivní konstrukce automobilového tunelu Mrázovka v Praze. Tunel 3/2004 [8] Průvodce novou betonářskou normou ČSN EN 206-1

Navrhování definitivních ostění je ovlivňováno: • kompetencemi a snahou jednotlivých projektantů a dalších odborníků • příslušnými předpisy (vyhlášky, směrnice, normy, TP, TKP atd.) a požadavky investorů • prací odborných skupin a jejich doporučeními (pracovní skupina ITA/AITES 19 – konvenční tunelování, pracovní skupina ITA/AITES 12 – stříkaný beton, pracovní skupina ČTuK pro navrhování a statiku podzemních staveb, výzkumné projekty) • zkušenostmi z realizovaných projektů v ČR i ve světě Pokud bude české tunelářství pokračovat ve svém rychlém vývoji, mělo by logicky dojít také k aplikaci nových a progresivních technických řešení. Z ÁV Ě R Využití všech dobrých a poučení z těch méně dobrých zkušeností získaných na nedávno dokončených projektech by mělo vést k optimalizaci návrhu definitivních ostění. Ne každá dokončená stavba je dobrým příkladem a je důležité přejímat jako vzory pouze stavby technicky kvalitní a ekonomicky úspěšné a ne i ty špatné. Případná obecná doporučení pro návrh a realizaci by neměla svazovat tvůrčí přístup, spíše by měla ukazovat zásady, možnou metodiku a progresivní směry vývoje. Definitivní ostění z nevyztuženého betonu, ze stříkaného betonu nebo vodonepropustného betonu bez fóliové izolace zcela jistě mají své místo na


6/2006

budoucím českém tunelářském trhu a je jen otázkou času, kdy si najdou své protagonisty a první realizace. Projektanti by měli být ochotni hledat a schopni nacházet optimální řešení pro dané projekty, a to i taková, která se nemusí shodovat s tradičními postupy. Výběr optimálního řešení závisí na potřebách projektu a okrajových podmínkách. Každý projekt je jiný a proto se i požadavky na trvalá ostění mohou u různých staveb značně lišit. Úkolem projektanta by mělo být najít to nejvhodnější řešení pro konkrétní projekt. Úkolem investora by mělo být vytvoření podmínek, které projektanta i zhotovitele motivují k realizaci inovativních a technicky i ekonomicky progresivních řešení. Ing. Martin Srb [email protected] Ing. Matouš Hilar, MSc., PhD., CEng., MICE [email protected] oba: D2 Consult Prague, s. r. o. Zelený pruh 95/97, 147 00 Praha 4 tel./fax: 241 443 411 e-mail: [email protected]

PŘEHLED INZERENTŮ strana Mott MacDonald 7 METROSTAV 9 BETOSAN 17 Ha-Be Betonchemie 19 JUNIORSTAV 21 Ing. Software Dlubal 31 RIB 33 FILINGER 35 BETONRACIO 39 SKANSKA 39 BASF PR článek 40 AMB 53 Agrotec PR článek 63 VSL 3. strana obalky ANNAHÜTTE 4. strana obalky

35

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGIES

BETONOVÁ VOZOVKA V SITINA V BRATISLAVĚ

DÁLNIČNÍM TUNELU

CONC R ETE ROAD PAVE M E NT I N TH E MOTORWAY TU N N E L SITINA IN BRATISLAVA JIŘÍ ŠRUTKA

A

IGOR HALAŠA

Článek uvádí důvody, které vedly ke stavbě dálničního tunelu Sitina v Bratislavě, a zaměřuje se zejména na projektové a technologické řešení cementobetonové vozovky v tunelu. Významným přínosem k úspěšné realizaci díla byl dobře připravený návrh použité betonové směsi a dodržování přísné technologické kázně během výstavby. This paper lists reasons which have led to the construction of the motorway tunnel Sitina in Bratislava. It focuses on the project and technology design of the cement concrete pavement in the tunnel. The well prepared design of the concrete mix used, as well as the maintenance of strict technological procedures during construction significantly contributed to the successful completion of the construction. Pryč je doba, kdy se musely pracně a složitě překonávat přírodní, ale i člověkem Obr. 1 Vzorový příčný řez raženého tunelu s konstrukcí vozovky Fig. 1 Sample cross section of the shielddriven tunnel with the pavement structure

36

vytvořené překážky. Už není potřeba zdolávat vysokohorské silničky nebo zůstávat uvězněn v dopravních zácpách způsobených nepropustnými městskými komunikacemi a křižovatkami. Uvedené situace může vyřešit výstavba tunelu. Všichni, kdo jezdí po dálnici D2 od Brna do Bratislavy znají složitou dopravní situaci při vjezdu do hlavního města Slovenské republiky, kde dálnice končí a začínají městské komunikace. Stávající neutěšený stav řeší stavba úseku dálnice D2 Bratislava, Lamačská cesta–Staré Grunty. Součástí

stavby je i tunel Sitina délky přes 1 400 m. Tunel má za úkol odklonit dopravu z přetížené městské křižovatky Patronka jejím převedením tunelem pod kopcem u ZOO a opětovným napojením před mostem Lafranconi na přerušenou dálnici D2 směřující z Bratislavy na Budapešť. Po nedávno ukončené výstavbě úseku dálnice D1 Bratislava, Přístavný most–Viedenská a dokončením posledního úseku na dálničním obchvatu Bratislavy, kterým je právě stavba Dálnice D2 Bratislava, Lamačská cesta–Staré Grunty, bude vyře-

Obr. 2, 3 Ukázka betonáže v tunelu finišerem Wirtgen SP 1600 Fig. 2, 3 Example of concreting in the tunnel using the Wirtgen SP 1600 finisher

Obr. 4 Odvrtání otvoru ∅ 1000 mm pro kanalizační šachtu Fig. 4 Drilling of an opening 1000 mm in diameter for the sewer shaft


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S šeno plynulé propojení dálnice D2 od Brna s dálnicí Bratislava–Vídeň a přes městský dálniční okruh se slovenskou dálnicí D1 směřující kolem letiště M. R. Štefánika v Bratislavě na Trenčín, Tatry a Košice. ZÁKLADNÍ

Vlastnost / zkouška

Požadavek pro PST

Maximální vodní součinitel w

maximálně 0,5

0,39

Konzistence čerstvého betonu zkouškou sednutím

S1 (10 – 40) mm při zpracovaní betonu

0 min.: 50 mm 60 min.: 30 mm 0 min.: 5,0 % 60 min.: 4,0 %

≥ 4,0 %

Obsah vzduchu v čerstvém betonu TECHNICKÉ ÚDAJE

TUNELU

Tunel Sitina je tvořen dvěma tunelovými rourami s jednosměrným provozem ve dvou jízdních pruzích a orientací osy tunelu SZ – JV. Výhledové dopravní zatížení překračuje podle dopravně-inženýrských podkladů hodnotu 20 000 vozidel za 24 hodin v obou směrech už v roce uvedení tunelu do provozu, proto jiné než dvoutubusové řešení nepřipadalo v úvahu. Základní technické parametry tunelu jsou následující: Dopravní prostor Plocha výrubu Délka tunelu Nouzové zálivy Příčná propojení SOS výklenky Požární výklenky

7,5 x 4,8 m 79 až 98 m2 (standardní profil) 1 415 m (západní tunelová roura) a 1 440 m (východní tunelová roura) jeden záliv délky 40 m v každé tunelové rouře pět (z toho jedno zvětšené pro průjezd vozidel záchranných služeb) po 150 m po 90 m

Výstavba obou tunelových rour byla rozdělena na úseky přesypané a úseky

Hodnota zjištěná při PST Hodnota zjištěná při VKS 40 mm 5,9 %

Pevnost v tahu při ohybu na trámcích 150 x 150 / 700 mm po 28 dnech

≥ fcf,priem = fcf / (1-1,282.0,01.v) ≥ 4,7 N/mm2

4,9 N/mm2

4,64 N/mm2

Pevnost v tlaku na zlomcích trámků 150 x 150 / 700 mm po 28 dnech

32 N/mm2

46 N/mm2

36,1 N/mm2

≤ 4 % hmotnostní

1,1 %

-

Stupeň porušení 3 ≤ 1000 g/m2 Součinitel mrazuvzdornosti > 0,87

329,92 g/m2

190,2 g/m2

0,89

-

0,250

0,142

-

Nasákavost zatvrdnutého betonu Odolnost povrchu betonu proti působení vody a ChRL po 150 cyklech Mrazuvzdornost po 150 cyklech Spacing factor L

ražené. Přesypané úseky při obou portálech byly budované v otevřené stavební jámě a následně zasypané. PROJEKTOVÉ

ŘEŠENÍ

(PŘ)

VOZOVKY

PŘ v předešlých stupních PD V průběhu přípravy stavby byla navržena asfaltová vozovka. V letech 1999 až 2001 došlo ve světě k několika vážným požárům v tunelech s katastrofálními následky. Na základě těchto událostí přistoupil projektant v dalším stupni projektové dokumentace po dohodě s investorem Národ-


6/2006

Tab. 1 Některé z vlastností betonu [1], [2] Tab. 1 Some characteristics of concrete [1], [2]

nou diaľničnou spoločnosťou na změnu konstrukce vozovky s cementobetonovým spojitě vyztuženým železobetonovým krytem bez příčných dilatačních spár. Podélná výztuž měla usměrňovat tvorbu příčných mikrotrhlin a zajistit jejich Obr. 5 a) až d) Výstavba cementobetonového krytu vozovky. Fig. 5 a, d Construction of concrete pavement

37



uzavřenost. Celá vozovka měla být ukončena mohutnými kotvícími prahy, které měly za úkol eliminovat podélnou dilataci „konců“ betonové vozovky. Dalším faktorem podporujícím použití cementobetonové vozovky v tunelu je její vysoká životnost. Tento nový návrh řešil úseky vozovky v délce přibližně 2 x 1770 m, tj. cca 150 m úseky před oběma portály tunelu a samotné tunelové roury. Toto nesporně odvážné řešení však s sebou přineslo řadu problémů, které vyplývají především z nedostatku zkušeností s přípravou a realizací tohoto typu konstrukce. Na základě zkušeností a díky nabídce zhotovitele vozovky Skanska DS, a. s., závod 86 Uherské Hradiště, investor přijal modifikovaný návrh složení CB vozovky. Definitivní projektové řešení Definitivní projektové řešení spočívá v návrhu a realizaci vozovky s cementobetonovým dvouvrstvovým krytem s kotvenými podélnými spárami a s příčnými spárami opatřenými kluznými trny. S ohledem na konstrukční uspořádání tunelových rour byla definitivní šířka vlastní cementobetonové vozovky v tunelu stanovena na 7,13 m, protože část šířky vozovky je tvořena obrubníkovými prefabrikáty. Tloušťka cementobetonové vozovky je 250 mm. Příčný sklon vozovky v tunelu se pohybuje od 2,5 do 5 % v závislosti na poloměru směrového oblouku a podélný sklon vozovky dosahuje hodnoty až 2,35 %. Cementobetonový kryt je dělený jednou podélnou spárou ve vzdálenosti 3,44 m od levého okraje vozovky a 3,69 m od pravého okraje. Základní délka desky byla navržena 5 m. Podélná spára je kotvená kotevními tyčemi délky 800 mm z hřebíkové oceli třídy 10 425 a ∅ 20 mm v počtu tří kusů na délku desky. Příčné spáry jsou opatřené kluznými trny délky 500 mm z hladké oceli třídy 10 216 a ∅ 25 mm s plastovým povlakem, uloženými po 250 mm. Těsnění podélné spáry je navrženo pomocí gumového těsnění Phoenix F8-0. Těsnění příčných spár je navrženo pomocí pružné asfaltové zálivky za tepla. Dilatace cementobetonového krytu v podélném směru mezi štěrbinovými žlaby, resp. obrubníky je zajištěna dilatační vložkou z polystyrenu tloušťky 10 mm. Takto vzniklá spára je těsněna asfaltovou zálivkou za horka. V souvislosti s pokládkou cementobetonového krytu v tunelu bylo nutné řešit 38

řadu specifických otázek, např. úpravu vozovky v místech revizních šachet kanalizace, úpravu odvodnění s ohledem na asfaltovou mezivrstvu v konstrukci vozovky, spárořez s ohledem na bloky sekundárního ostění tunelu, umístění revizních šachet, přechody mezi hloubenými a raženými úseky, přechody u portálů ad. SOUČASNÝ

S TAV R E A L I Z AC E

VOZOVKY

V průběhu měsíců září a října roku 2005 byla realizována v obou tunelových rourách pokládka podkladních vrstev vozovky. 21. října 2005 byla zahájena betonáž krytu vozovky v západní tunelové rouře a 14. listopadu 2005 byly ukončeny práce na betonáži vozovek v obou tunelových rourách, bezpečnostních zálivech i v příčném propojení obou tunelových rour (únikové cesty). Vnější úseky dálnice D2 by měly být vybudovány v průběhu roku 2006 až 2007. CE M E NTOB ETONOV Ý KRY T Zkušební laboratoř BetónRacio, s. r. o., Trnava vypracovala v průběhu roku 2005 počáteční zkoušku typu (PST) pro beton CB I (STN 73 6123), který byl použitý při výstavbě vozovky v tunelu. Dodavatel krytu vozovky použil pro výrobu betonu vlastní mobilní betonárnu, která byla umístěná na protější straně Dunaje na okraji Petržalky. Hlavními složkami betonu byly silniční cement CPC 7,0 a kamenivo frakcí 0/4, 4/8, 8/11 a 11/22 mm z těžeben Vysoká pri Morave a Sološnica. Vlastnosti betonu Tabulka 1 uvádí vlastnosti betonu zjištěné při vypracovaní počáteční zkoušky typu (PST) a zároveň vlastnosti zjištěné při výrobně-kontrolních zkouškách (VKS) betonu na zkušebních tělesech odebraných ve výrobně během realizace. Beton třídy CB I dodávaný pro výstavbu cementobetonového krytu vozovky tunelu Sitina vyhovuje specifikacím uvedeným v STN 73 6123:1996 „Stavba vozoviek. Cementobetónové kryty“, TKP a ZTKP. Z A J Í M AV O S T I R E A L I Z AC E Odvod vody mezi CB I a OKH I je proveden za pomoci drenážní textilie do drenážní vrstvy štěrkového dna. Samotné odvodnění tunelu zajišťuje kanalizace s padesáti třemi kanalizačními šachtami, z toho dvacet sedm šachet je v zá-

Literatura: [1] Protokol o počiatočnej skúške typu č. BB 2005/0121/02 z 7. októbra 2005, spracovateľ BetónRacio, s. r. o., Trnava [2] Výsledky výrobně-kontrolních zkoušek společnosti SKANSKA DS, a. s., závod 86 Uherské Hradiště [3] Šrutka J., Hlásek V. a Frankovský M.: Betonová vozovka v tunelu Sitina – 2. konf. Beton v podzemních a základových konstrukcích, ČBS, Praha, únor 2006

padní tunelové rouře a dvacet šest ve východní tunelové rouře. Samotné šachty byly ve vozovce realizovány unikátní technologií použitou poprvé jak ve Slovenské, tak i v České republice. Šachty byly v úrovni kónusů zakryty a přebetonovány cementobetonovým krytem vozovky. Po zatvrdnutí vozovky a přesném vytyčení polohy šachet byly odvrtány otvory o ∅ 1000 mm s následným osazením a zafixováním poklopů včetně úpravy povrchu vozovky okolo šachet. Z ÁV Ě R Věříme, že jsme pro motoristickou veřejnost, ale i odborníky postavili kvalitní vozovku, která přesvědčí i největší skeptiky a odpůrce betonových vozovek o tom, že moderní vozovka s cementobetonovým krytem má minimálně stejné parametry a komfort jízdy jako vozovka s asfaltovým povrchem. Pokud jde o užitkové vlastnosti vozovek s cementobetonovým krytem, je jisté, že jsou daleko vyšší než vlastnosti, které poskytnou vozovky s asfaltovým povrchem. Závěrem nezbývá než všem řidičům popřát, aby jim nově vybudovaný tunel s betonovou vozovkou po uvedení do provozu zjednodušil cestu při vjezdu do Bratislavy. Ing. Jiří Šrutka Skanska DS a. s., závod 86 – Uherské Hradiště Nám. Míru 709, 686 25 Uherské Hradiště tel.: 572 435 111, mob.: 737 257 505 fax: 572 551 006 e-mail: [email protected], www.skanska.cz Ing. Igor Halaša BetónRacio, s. r. o. Skladová 2, 917 00 Trnava Slovenská republika tel.: +421 335 531 531 e-mail: [email protected]


6/2006

FIREMNÍ PREZENTACE C O M PA N Y P R E S E N TAT I O N

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE SKA DS - Inz. Beton (2894) 05q.indd 1

39

6/2006 30.11.06 12:35:54

Ïî[ñíoîâçñàíà êîíòóñôêâäîòógíoóôíäëô Õ ãòëäãêôígêîëèêàïî[ñõ äõñîïòêâç óôíäëäâç«ïèêóäñâçãîëîóàêfêäùóñ[ó[ì íà ëèãòêâç èõîóäâç« ê õ[íì ïîêî¬ ùäíoì êîíòóñôêâo à óoì ê ãëîôçîãîáì îãòó[õê[ì ïñîõîùô ïñîõ[ãgíoì îïñàõ« ùêîôìàéo õ òîôdàòíîòóè däóíf îñæàíèùàâä õ Äõñîïg ìäóîãø ïî[ñío îâçñàíø êîí¬ òóñôêâoàáäùïädíîòóôèõàóäëóôíäëÉàê ïàòèõío«óàêàêóèõíoòøòófìøïî[ñíoîâçñà¬ íøéòîôïîõàîõ[íøùàíäùáøóíîôòîôd[òó ïî[ñío áäùïädíîòóè óôíäë õ êîìïëä÷íoì ïoòóôïô ê dèíífìô áîéè ïñîóè íèdèõì dèíêì ïî[ñ Õä òõgóëä ïîêñàdôéoâoâç òóôãèoàõùêôìõòóôïôéäãîóôíäë[òêfçî îãõgóõoõäëêfìíîòóõoòøòófì Éä¬ëè áäóîíîõf îáëîäío óôíäëô õøòóàõäíî ïî[ñô« éä óäáà õùoó õ ïîóàù dóøè ãîïñî¬ õîãífêîíòóñôêdíoïñîáëfìø¹ °Óøïèâêîô ñäàêâo áäóîíô éä ä÷ïëîùèõío îãòóäëîõ[ío ïîêñàdôéoâo à ïî ïëí ñîùïàã áäóîíô íäáî ãî õøçàòíôóo ïî¬ [ñô ±Áäóîíùàç[óíàõøòîêîôóäïëîóôùóñ[âo òõîéèêîíòóñôêdíoïäõíîòó ²Îáòàçôéä¬ëèáäóîíîõ[êîíòóñôêâäàêóèõ¬ íoîâäëîõîôõùóô«ïñîéäõoòäõäõøòî¬ êâçóäïëîó[âçùóñ[óîôïäõíîòóèõóàçô ³Ãòëäãêäì õøòîêfçî óäïëîóíoçî í[ñòó àñîùãoëíâçóäïëîóíoâçâçàñàêóäñèòóèêéäã¬ íîóëèõâçòëîäêáäóîíôãîâç[ùoêäõùíè¬ êôóñçëèíàïôêëèíõáäóîíîõfêîíòóñôêâè Êîíòóñôêdíoùóñ[óàïäõíîòóèáäóîíôàîâäëè éäùí[ùîñígíàõæñàåôd°

Éä ùäéìf« ä ëîçîô òøòófìô ïàòèõío ïî[ñío îâçñàíø éä ìà÷èì[ëíg âçñ[íèó áäóîíïäãõäìèdóøìèõäôõäãäíìè ïñîáëfìø Éàê éä ïàóñíf ù æñàåô« áäóîíî¬ õ[ êîíòóñôêâä õøòóàõäí[ óäïëîó[ì ïîã ²¯¯ ĻÂ íäáôãä ù çëäãèòêà êîíòóñôêdíoâç õëàòóíîòóo ùíäçîãíîâäíà [ãíì ùï¬ òîáäì

¿ÛÕÚÓÞÌVß×_àjÝ ´³Å¸ÅæÓè×ÔàjÚßáæë !×åÝVä×âçÔÞÛÝÓå ä á ÊÌ[éîõô°±³³ ´²¶¯°Âçñôãèì öööáàòå¬òçâù

Íàù[õgñóîçîóîòóñôdífçîïäçëäãôíôóíî ãîãàó«äñøâçëîòóùàçoõ[íoéäóàêfêñèóèâ¬ ê[àì[ãñàìàóèâêõëèõíàìäâçàíèòìôò îãòóäëîõ[íoÓäïëîóíoîêìäùàïodèíèó ãîâäëà ïòîáèõ ä÷ïëîùèõío éäõ« óî ïîêôã òäïñîéäõoòîôdàòígñøâçëîòóóõîñáøõîãío ï[ñøàóäïëîóíoñîùïoíàõîòóèêàìäíèõà

¸äÓàÝµÞ×ß×àæ Ç¹µ»àæ×äàÓæÛáàÓÞ ÃèõèòèîíîåÁÀÒÅÂîíòóñôâóèîí Âçäìèâàëò§Òöèóùäñëàíã¨Ëóã Õôëêàíòóñàòòä°°¯ ·¯³·Ùôñèâç«Òöèóùäñëàíã öööôæâáàòåâîì

´×æáà ßáÖÛþÝáèÓà âáÞëâäáâëÞ×àáè ßÛèÞVÝàë Õñîáâè õë[êäí õ òîôdàòíîòóè ïñîïàæôéo ìäùèêîíóñàêóîñøàïñîéäêóàíóøìôëóèàìî¬ íîċëàìäíóíoïîëøïñîïøëäíîõ[õë[êíà§ïñ¬ ìgñ õë[êíà îã ²± ãî °· ìèêñîí¨ ùïñà¬ âîõàí[ óàê« ä ïèã[ío ° à ² êæ õë[êäí ãî áäóîíîõf òìgòè ïèí[o íäîáødäéíg òïîñífääíoĔïî[ñíoîâçñàíøćáäóîíô Íà ù[êëàãg õòëäãê ùêîôäê òä ô õë[ê¬ íø õøùóôäífçî áäóîíô îáéäõôéä ìfíg îãòóäëîõ[ío à õ ígêóäñâç ïoïàãäâç ê îãòóäëîõ[ío íäãîâç[ùo õáäâ Éä ãîá¬ ä ùãîêôìäíóîõ[íî« ä ìäâçàíèòìôò îâçñàíø òïîdoõ[ õ óàõäío õë[êäí ïè ââà °µ¯ĻÂ à óàê ôìîyôéä õîãío ï[ä« êóäñ[ éä òîôd[òóo áäóîíîõf çìîóø« ôíèêàó áäù õøóõ[äíoõíèóíoçîóëàêô«doìòäùàìäùo ä÷ïëîùèõíoìôïñîâäòôîãòóäëîõ[ío Ïñîéäãíîóëèõfí[õñçîõfïî[ñøòäìíî¬ òóõo õë[êäí íàõñçôéä ïîãëä ìgñø¹ doì õgóo éä í[õñçîõ ïî[ñ« óoì õoâä õë[êäí òä ãî áäóîíô ïèã[õ[ Ïñî èëôòóñàâè¹ ïñî í[õñçîõ ïî[ñ ïîãëä êèõêø ÈÒÎ ·²³ éä ïîàãîõ[íîââà°êæ®ì²õë[êäí«ùàóoìâî ïñîí[õñçîõïî[ñãëäêèõêøÑÖÒìä ïîàãîõàífìíîòóõoõë[êäíõùñòóàíà ââà²êæ®ì²Áäóîíîõfòìgòèòõøoìîá¬

òàçäìõë[êäíìàéoóäíãäíâèáóïîãòóàóíg çä däñïàóäëíf à ôêë[ãàóäëíf« ïñîóî éä íôóíf ïîãñîáíg ïäãäïòàó óäâçíîëîæèâê ïîòóôï ïñî ìoâç[ío è ïñî ïoòàãø« àáø òä ïîãîáíì ïñîáëfìì ïäãâç[ùäëî Àd¬ êîëèõ ïîôèóo õë[êäí íàáoùo îâçñàíô ïäã îãëôïîõ[íoì à îãòóäëîõ[íoì« íäâçñ[ío êîíòóñôêdío áäóîí îã í[òëäãê ïòîáäío õøòîêfóäïëîóø«àíèíäâçñ[ío[ãíîôáäóî¬ íîõîôõùóôïäãçîñêäì«éäìôéäáäóî¬ íîõfîòógíoõóôíäëôõøòóàõäíîÒîôdàòíg áøìgëîáóïîôèóoõë[êíøìîãèċêîõàífçî áäóîíôïñîêîíòóñôêdíoõøóôäífáäóîíî¬ õfîáëîäíoóôíäëáäãëèõgùõàîõ[íî

ïîìîâoàñìîõàâoâçòoóoùíäñäùîõfîâäëè Íîõõõîéõîáëàòóèòóoêàíâçóäïëîóíoâç áàñèfñ ùàçñíôéä ïñîãôêó ÌÄØÂÎĿ Åè÷ Åèñäòçèäëã °²´¯« êóäñ íäío ìàóäñè[ëîõg ùàëîäí íà õäñìèêôëèóô ÌÄØÂÎĿ Åè÷ Åè¬ ñäòçèäëã°²´¯éäõøëäçdäíóñõàíëèõáäóîí àëùäéäééàêïëígòïîéèóíàáäóîíîõïîã¬ êëàã§áäùïîôèóoàñìîõàâoâçòoóo¨óàêìä¬ âçàíèâêø òïîéèó ò áäóîíîõì ïîãêëàãäì èïîìîâoàñìîõàâoâçòoóoùíäñäùîõfîâäëè Ì[õøòîêîôïäõíîòóõóëàêô§°´ÌÏà¨àéä îãîëíõdèàáñàùèâçàñàêóäñèòóèâêfïèdèò¬ óoâoâçàôìõàâoâçïñîâäãôñ[âç

ÅæjÝÓàaæ×âÞáæàjÔÓäÛaäë Ïàòèõíoïî[ñíoîâçñàíàéàêîíàïÌÄØ¬ ÂÎĿÅè÷Åèñäòçèäëã°²´¯éòîôíàõñäíøóàê àáødèíígâçñ[íèëøáäóîíîõîôêîíòóñôêâè ïäãõäìèíä[ãîôâoìèdèíêøïî[ñô

ÌVèbä Éàê õë[êíø ìîãèċêîõàí áäóîí óàê òóo¬ êàí[ óäïëîóío áàñèfñà òä ïñî ïîãùäìío êîíòóñôêâäáôãäïîôoõàóÀáøáøëîìî¬ íî ñîùçîãíîôó« êóäñ òøòófì éä õçîãí ïñî óäí êóäñ êîíêñfóío óôíäë« éä íôóíf ïîñîõíàóñèùèêîêîëàïòôêîíòóñôêâäîòógío óôíäëô à dèíäê« êóäñ óî õäì óäì ù¬ dàòóígíìòóñàí[ìïèíäòäÍîõgïîòóà¬ õäífóôíäëøòíèoìàòóäãíoìñèùèêäì ìîçîô õøôoõàó õë[êíø ìîãèċêîõàíâç áäóîí« ùàóoìâî ïñî óôíäëø òóäãíoçî à õøoçî ñèùèêà áôãîô ôïäãíîòóyîõ[íø òóoêàífóäïëîóíoáàñèfñø

Íäéäíä âçñ[ío áäóîí ïäã ä÷ïëîùèõíoì îãòóäëîõ[íoì« àëä îâçñàyôéo êîíòóñôêâè óàêf ïäã íäæàóèõíoì õëèõäì õøòîêâç óäïëîóíàáäóîíàîâäëîõîôõùóô«àéòîô óàê íäùáøóíf ïñî ïîôèóo õ ñèùèêîõâç óôíäëäâç Çèòóîñèâêø òä éäãí[ î õñîáêø íà á[ùè õäñìèêôëèóôàâäìäíóô«êóäñfòäíàí[äëø ñôdíoì òóoê[íoì Éäãí[ òä î óäâçíîëîæèè ïäõäãäíîô ãî óôíäë[òêâç óäâçíîëîæèo ùïäóñîâçäìèâêfçîïñìøòëô Òøòófìøíàá[ùèõäñìèêôëèóôéòîôñäëàóèõíg êäçêfõñîáêø§±«´ÌÏàïäõíîòóõóëàêô¨ à íäìîçîô íàáoãíîôó îãïîõoãàéoâo ìä¬ âçàíèâêf õëàòóíîòóè õä òõgóëä ùõøôéoâoâç òäïîàãàõêíàóñõàíëèõgéoääío«êãäéä õøàãîõ[íàîãîëíîòóõdèâøêëèâêfìôùà¬ ógîõ[íoÕäñìèêôëèóîõf òøòófìø ìôòo áó ìäâçàíèâêø õ[ù[íø íà êîíòóñôêâè óôíäëô

´³Å¸ÅæÓè×ÔàjÚßáæë !×åÝVä×âçÔÞÛÝÓå ä á ÊÌ[éîõô°±³³«´²¶¯°Âçñôãèì óäë¹ª³±¯¬³µ¸µ¯¶°°° åà÷¹ª³±¯¬³µ¸µ¯¶°°± ä¬ìàèë¹èíåî¿áàòå¬òçâù öööáàòå¬òçâù



SPECIFIKA NÁVRHU A PROVÁDĚNÍ DEFINITIVNÍHO OSTĚNÍ TUNELŮ A JEJICH APLIKACE PŘI REALIZACI DÁLNIČNÍHO TUNELU LIBOUCHEC

SPECIFICS OF THE DESIGN AND CONSTRUCTION OF THE FINAL LINING OF TUNNELS AND THEIR APPLICATION DURING TH E LI BOUC H EC MOTORWAY TU N N E L CONSTR UCTION LIBOR MAŘÍK Při návrhu a provádění definitivního ostění konvenčně ražených tunelů je nutno zohlednit specifika tunelovací metody, způsob provádění i skutečně zastižené geotechnické podmínky. Metodika návrhu a kritéria posuzování tunelových ostění se v mnohém liší od betonových konstrukcí ostatních inženýrských staveb. Článek poukazuje na některé důležité zásady návrhu ostění a porovnává je s příkladem dálničního tunelu Libouchec. In the design and construction of the final lining of conventionally drilled tunnels, it is necessary to take into account specifics of the tunnelling method, technology, as well as the uncovered geotechnical conditions. The design methods and criteria of tunnel lining assessment largely differ from concrete structures of other civil engineering constructions. This article highlights some important principles of the lining design, and compares them with the example of the Libouchec motorway tunnel. Konvenční tunelovací metody používané v České republice pro ražbu dopravních tunelů využívají systému dvouplášťového ostění. Primární ostění ze stříkaného betonu zajišťuje spolu s nosným horninovým prstencem v okolí výrubu jeho stabilitu do doby provedení definitivního ostění. Definitivní ostění pak zvyšuje celkovou stabilitu výrubu, plní funkci estetickou a v některých případech zajišťuje i odolnost konstrukce proti průsakům podzemní vody. Správné pochopení nosného systému ostění – hornina je důležitým okamžikem při návrhu primárního i definitivního ostění. Horninový masiv vyztužený v okolí výrubu svorníky, zpevněný tryskovou injektáží, zmrazováním nebo dalšími prvky zlepšujícími jeho vlastnosti přispívá výrazně k celkové únosnosti systému. Pro obnovení rovnovážného stavu v horninovém masivu oslabeném výrubem je nutné podepření 42

a vyztužení nosného horninového prstence provést v co nejkratší době po výrubu, aby se degradace horniny nešířila od líce výrubu dále do masivu. Významnou roli při ražbě a návrhu jednotlivých prvků zajištění stability výrubu proto hraje čas. Zjištění skutečných geotechnických parametrů horninového masivu a jeho napěťo-deformačních změn jako reakce na ražbu tunelu umožňuje optimalizovat během výstav-

klenbou spojena tuhým vetknutím, nebo kloubově, vodonepropustnost může být zajištěna plášťovou izolací, nebo použitím betonu odolného proti průsakům, a to buď pouze v oblasti horní klenby (obr. 1), nebo po celém obvodu tunelu. Každé z řešení má své výhody i nevýhody a promítá se i do tloušťky a případného vyztužení ostění. V případě nepříznivého sklonu tunelu,

by dimenze ostění. Nedílnou součást konvenčních tunelovacích metod tvoří geotechnický monitoring, který sledováním zejména deformačních projevů výrubu, resp. primárního ostění umožňuje přesněji stanovit předpokládané zatížení definitivního ostění.

Obr. 1 Deštníkový systém izolace horní klenby a plošina pro montáž výztuže Fig. 1 Umbrella insulation system used in the upper vault and a platform for the reinforcement assembly

VLIV

V O L BY K O N S T R U K Č N Í H O

SYSTÉ M U NA DI M E NZE DEFINITIVNÍHO OSTĚNÍ

Kromě horninového prostředí, ve kterém je tunel ražen a jehož kvalitu může projektant ovlivnit pouze částečně, hraje při dimenzování definitivního ostění významnou roli konstrukční systém ostění, tj. tvar výrubu, statické schéma konstrukce a volba hydroizolačního systému. Horní klenba tunelu může být s patkami nebo spodní

nebo pokud ražba tunelu vyvolává nežádoucí snížení hladiny podzemní vody, volí se hydroizolační systém utěsňující ostění po celém obvodu. Konstrukce je pak kromě horninového tlaku namáhána i tlakem hydrostatickým. Dalším faktorem ovlivňujícím dimenze ostění je způsob zajištění vodonepropustnosti ostění. V případě použití celoplošné fóliové izolace rozhoduje mezní stav únosnosti a vznik trhlin je posuzován pouze s ohledem na agresivitu prostředí. Pokud vodonepropustnost zajišťuje beton ostě-


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S ní odolný proti průsakům, vyžaduje návrh posouzení vzniku trhlin i s ohledem na hloubku průsaku vody. Hydroizolační fólie umístěná mezi primárním a definitivním ostěním plní i separační funkci. Vyloučením přenosu smykových napětí z primárního do definitivního ostění omezuje fólie statické namáhání ostění pouze na pozitivně působící radiální složku horninového tlaku. Ostění namáhaná hydrostatickým tlakem bývají vyztužena, přičemž v případě použití betonu odolného proti průsakům se množství výztuže dále zvyšuje. Při použití deštníkového systému hydroizolace k zatížení hydrostatickým tlakem nedochází, protože voda volně odtéká podél ostění do bočních tunelových drenáží. Stupeň vyztužení se podstatně snižuje a zcela běžné je použití nevyztuženého definitivního ostění. KRITÉRIA

P R OVÁ D Ě N Í

DEFINITIVNÍHO OSTĚNÍ

Pro provádění monolitického definitivního ostění je nutno v zadávacích podmínkách stanovit příslušná kritéria. Ta určují nároky na složení betonové směsi, požadavky na výsledné parametry betonu, tolerance tloušťky ostění, pohledovou kvalitu povrchu ostění apod. Při provádění definitivního ostění tvoří vnější bednění konstrukce primárního ostění, jehož povrch není ideálně tvarován. Při ražbě tunelu vznikají díky rozpukání horninového masivu i technologii provádění nadvýruby, které jsou vyplňovány stříkaným nebo monolitickým betonem. Z důvodu zachování požadované tloušťky definitivního ostění a omezení odchylek od projektem určených dimenzí je nutno stanovit příslušná kritéria. Pro ostění chráněné proti průsakům vody izolační fólií uvádí [1] kritérium:

vyšuje cenu betonu monolitického a kritéria povolují do určité míry vyplnit nadvýruby a geometrické nepřesnosti primárního ostění levnějším monolitickým betonem. Následkem toho dochází ke snížení investičních nákladů. Přísná kritéria na odchylky od požadované tloušťky definitivního vodonepropustného ostění vedla např. zhotovitele tunelu Lainzer ve Vídni k vyrovnání povrchu primárního ostění pomocí monolitického betonu. Na obr. 2 není líc definitivního ostění, jak by se na první pohled zdálo, ale povrch vyrovnaného primárního ostění. Důkazem je instalovaná separační fólie omezující přenos tangenciálních napětí mezi primárním a definitivním ostěním a právě montovaná výztuž definitivního ostění. Další důležitá kritéria definují požadavky na pohledovou kvalitu líce definitivního ostění. Zatímco povolenou šířku trhlin vyztuženého ostění určuje příslušná

Obr. 2 Vyrovnaný líc primárního ostění – tunel Lainzer (Vídeň) Fig. 2 Even face of the primary lining – Lainzer Tunnel (Vienna)

norma, kritéria šířky trhlin nevyztuženého tunelového ostění v České republice neurčuje žádná norma ani směrnice. V případě použití nevyztuženého ostění na tunelu Libouchec vedla tato skutečnost k několik měsíců trvající diskuzi mezi objednatelem (ŘSD ČR) a zpracovatelem RDS (IKP Consulting Engineers, s. r. o.). Protože zadávací dokumentace s použitím nevyztuženého betonu nepočítala, museObr. 3 Ocelová konstrukce bednícího vozu v místě nouzového zálivu tunelu Spital (Rakousko) Fig. 3 Steel structure of the formwork carriage in the place of an emergency bay of the Spital Tunnel (Austria)

(1) pro ostění z betonu odolného proti průsakům platí (2) přičemž platí vždy menší z obou hodnot. Minimální požadovaná tloušťka ostění činí 0,3 m. V případě použití hydroizolační fólie je nutno současně splnit požadavky na rovinatost primárního ostění z hlediska instalace izolační fólie. Uvedená kritéria neomezují jen tloušťku ostění, ale umožňují zhotoviteli správně kalkulovat nabídkovou cenu. Cena stříkaného betonu přeBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

6/2006

43



lo dojít během výstavby tunelu ke konsenzu, který byl v porovnání se zahraniční literaturou velmi konzervativní. Zahraniční literatura [1] uvádí pro radiální trhliny v nevyztuženém ostění kritérium mezní šířky od 2 mm, pro podélné trhliny ve vrcholu klenby, na bocích tunelu a pro nepravidelné trhliny od 1,5 mm a pouze pro „půlměsíčkové“ trhliny v oblasti spár mezi bloky betonáže je určeno nejpřísnější kritérium 0,5 mm. Podle literatury [2] není dokonce šířka trhlin nevyztuženého ostění omezena a sanace se provádí pouze v případě, že se prokáže škodlivost trhlin na funkci ostění. Teprve při překročení stanovených kritérií je nutno trhlinu sanovat. Betonáž definitivního ostění probíhá do bednicího vozu délky max. 12,5 m. Délka bloku betonáže vodonepropustného ostění obvykle nepřekračuje 10 m. Bednící vůz představuje složité zařízení podobné pohyblivému ocelovému mostu, které je opatřeno čerpadlem betonové směsi, příložnými i ponornými vibrátory, zařízením pro pojezd a možnost odbednění (obr. 3). I přes sofistikovaný systém betonáže a hutnění směsi dochází zejména v dolních částech ostění ke vzniku pórů po vzduchových bublinách, které díky tvaru ostění nemohou ze směsi uniknout. Podle [2] je přípustná hloubka pórů u vyztužených ostění do 10 mm a u nevyztužených do 15 mm. Observační metoda a definitivní ostění tunelů V případě, kdy tunelovací metoda dokáže operativně reagovat na skutečně zastižené geotechnické podmínky, mluvíme o observační metodě. Ve fázi zpracování projektové dokumentace je velmi obtížné stano-

vit zatížení horninovým tlakem. Geotechnický průzkum poskytuje pouze bodové informace a výsledky laboratorních zkoušek prováděné na získaných vzorcích postihují pouze vlastnosti vzorků, nikoli horninového masivu jako celku. Proto se statické výpočty omezují pouze na průkaz dimenzí ostění. Velikost zatížení ovlivňuje prognóza předpokládaných geotechnických podmínek v trase tunelu a jeho nadloží. Vlastní dimenzování definitivního ostění probíhá až na základě výsledků měření prováděných během ražby v rámci geotechnického monitoringu. Pomocí geodetických měření se sleduje deformace primárního ostění v závislosti na čase a s ohledem na rychlost postupu jednotlivých čeleb dílčích výrubů. K správnému naladění matematického modelu slouží i výsledky extenzometrických měření, která poskytují informaci o velikosti deformace probíhající před čelbou a do okamžiku osazení geodetického bodu na líci primárního ostění. Pomocí inverzní analýzy je na matematickém modelu dosaženo obdobného chování horninového masivu, jako při skutečné ražbě tunelu. Na základě výsledků geomonitoringu, geotechnických sledování při výstavbě a s ohledem na tvar tunelu a způsob výstavby dochází k rozdělení ražených úseků tunelu na kvazihomogenní celky. Pro každý z celků je proveden statický výpočet a určeny dimenze ostění. V nepříznivých geotechnických podmínkách, kdy je ostění tunelu namáháno hydrostatickým tlakem, nesymetrickým zatížením, nebo v úsecích horninového masivu náchylného k bobtnání je zpravidla použito vyztužené definitivní ostění. V ostatních případech není většinou nutné ostění vyztužovat. Namá-

hání definitivního ostění ovlivňuje okamžik jeho betonáže ve vztahu k rychlosti deformace primárního ostění. Pokud u primárního ostění nedojde k uklidnění deformace a definitivní ostění je vsazeno příliš brzy, okamžitě přebírá část zatížení horninovým tlakem. V případě betonáže definitivního ostění do deformačně stabilizovaného výrubu k zatížení horninovým tlakem dojde až v okamžiku degradace primárního ostění, resp. nosného prstence v okolí výrubu. Velikost deformace primárního ostění proto při dimenzování definitivního ostění nehraje zásadní roli. Klasický příklad představuje silniční tunel Strengen v Rakousku, kdy při ražbě dosahovala deformace výrubu až 800 mm a dno kaloty se zdvíhalo až o 1 m. Přesto definitivní ostění tunelu neobsahuje jediný prut výztuže, pouze v místě nouzových zálivů prostý beton nahrazuje monolitický drátkobeton (obr. 4). Zatímco v případě primárního ostění je možnou reakcí na skutečně zastižené geotechnické podmínky úprava tloušťky ostění, v případě definitivního ostění dochází při zachování konstantní tloušťky ostění k úpravě množství výztuže. Změna tloušťky je používána spíše u definitivního ostění dlouhých tunelů, kde se mohou v trase výrazně měnit geotechnické podmínky a úspora betonu převyšuje náklady spojené s úpravou bednícího vozu. Nevyztužené ostění přitom není výjimečným stavem, ale logickou reakcí na skutečně působící zatížení, jehož účinky na ostění je díky svým pevnostním a geometrickým parametrům schopen přenést pouze betonový průřez. Specifika provádění definitivního ostění Zpracování realizační dokumentace definitivního ostění ražených úseků tunelu klade na projektanta vysoké nároky jak z hlediska znalosti technologických postupů práce, tak vlastního provádění. Tunel tvoří velmi stísněný podzemní prostor, kde musí být jednotlivé konstrukční prvky dokonale sladěny. Patky definitivního ostění tvoří zároveň základ pro umístění dráhy pojezdu bednícího vozu, umístění pracovních spár Obr. 4 Ostění nouzového zálivu tunelu Strengen vyztužené monolitickým drátkobetonem (Rakousko) Fig. 4 Lining of the Strengen Tunnel (Austria) reinforced by cast-in-place FRC

44


6/2006


Obr. 6 Distanční prvky pro rozepření výztuže o primární ostění Fig. 6 Distant elements for range spacing of the primary lining reinforcement Obr. 5 Samonosná výztuž v tunelu Libouchec Fig. 5 Self-supporting lining in the Libouchec Tunnel

mezi klenbou a patkami je třeba navrhnout tak, aby umožnilo bezproblémové ustavení bednícího vozu a zatěsnění spár mezi již provedenou patkou a právě betonovanou klenbou. Betonáž probíhá proudově a doba odbednění se pohybuje v intervalu od 10 do 12 hodin po dokončení betonáže. V případě vyztuženého ostění vyžaduje proudový způsob výstavby přípravu výkresů výztuže tak, aby její skladba umožnila zabednění volného čela bloku i rychlé doplnění výztuže před betonáží bloku následujícího. Směr betonáže proto ovlivňuje skladbu výztuže a je nutno jej v projektu zohlednit. Zcela specifickou vlastností tunelových ostění je samonosnost výztuže úseků izolovaných mezilehlou fóliovou izolací. Ukotvení výztuže pomocí speciálních kotev prostupujících hydrozolaci je sice možné, ale standardně se nepoužívá. Vhodným uspořádáním výztužných sítí, prutové výztuže a distančních prvků lze vytvořit samonosnou konstrukci, která umožní provádět železářské práce v předstihu před instalací bednícího vozu a prováděním betonáže (obr. 5). Na vnitřní straně ostění zajišťují požadované krytí výztuže běžně používané distanční prvky, na vnější straně je nutno pro zajištění polohy výztuže vůči nepravidelnému tvaru primárního ostění použít speciálně upravené a rektifikovatelné distanční prvky (obr. 6). Betonáž ostění do bednícího vozu probíhá střídavě na obou stranách tunelu,

aby nedocházelo k nesymetrickému zatížení formy. Ve vrcholu klenby je nutno ponechat v ostění otvory pro dodatečné vyplnění vrchlíku klenby injektážní směsí, aby definitivní ostění po celém obvodu dotlačovalo mezilehlou izolaci, resp. podepíralo konstrukci primárního ostění. TUNEL LIBOUCHEC Tunel Libouchec jako součást nově budovaného dálničního úseku 807/II umožní v prosinci 2006 prodloužení dálniční sítě České republiky z Ústí nad Labem až na státní hranici se SRN. Z důvodů kapacitních i bezpečnostních je tunel Libouchec směrově rozdělen do dvou tunelových trub, každé o dvou jízdních pruzích. Zhruba ve třetinách jeho délky propojují obě tunelové trouby průchozí tunelové propojky. Trasa vedená ve směrovém oblouku o poloměru R = 1 060 m stoupá od jihu k severu ve sklonu 4,5 % a umožňuje průjezd tunelem návrhovou rychlostí 80 km/h. Horninový masiv tvoří ortoruly různého stupně zvětrání. V příportálových oblastech do oblasti kaloty tunelu částečně zasahují i vrstvy pokryvných útvarů. Celkově však horninový masiv vykazoval během ražby vysoký stupeň stability. Extenzometrická měření prováděná z povrchu území i měření deformací primárního ostění dávala po celou dobu výstavby dobrý předpoklad pro použití nevyztuženého definitivního ostění. K ustálení deformací docházelo do týdne po provedení primárního ostěním. Geotechnické podmínky v podloží tunelu umožnily v celé jeho délce použít konstrukci ostění uloženou na patkách. Deformace primárního ostění dosahovala v oblasti por-


6/2006

tálů max. 45 mm, standardně však v úsecích nevyztuženého ostění nepřekračovala 10 mm. Stabilitu výrubu zajišťuje dvouplášťové ostění s mezilehlou fóliovou izolací instalovanou pouze v oblasti horní klenby. Podzemní vodu odvádí směrem k jižnímu portálu tunelu podélná tunelová drenáž situovaná podél patek definitivního ostění. Deštníkový hydroizolační systém zajišťuje, že ostění není zatíženo hydrostatickým tlakem. Po vyhodnocení geotechnických podmínek zastižených během ražby a po konzultaci se zhotovitelem navrhl zpracovatel RDS provést větší část definitivního ostění jako nevyztuženou. Ani v místě vyztuženého definitivního ostění však nebyla výztuž patky a klenby propojena, což zlepšovalo přístup a provádění boční tunelové drenáže a snižovalo nebezpečí poškození mezilehlé izolace (obr. 7). V místě pracovní spáry bez propojení výztuže statické schéma konstrukce obsahovalo vnitřní kloubovou vazbu. Požadavky na beton ostění přesně specifikují zvláštní technické a kvalitativní podmínky vypracované investorem. Betonáž definitivního ostění z betonu C25/30 XF4 XD3 probíhala po ustálení deformací primárního ostění. Příznivá byla především rychlost, s jakou došlo k ustálení deformací primárního ostění. Projektant zpočátku považoval návrh nevyztuženého ostění za zcela logickou a přirozenou reakci na chování horninového masivu během ražby tunelů. Reakce zástupců supervize Ministerstva dopravy ČR i investora byla však zpočátku odmítavá. Důvodem k opatrnosti byla absence kritérií pro použití nevyztuženého ostění v českých normách a předpisech. 45



Obr. 7 Konstrukční řešení tunelu Libouchec bez propojení výztuže patek a klenby Fig. 7 Structural solution of the Libouchec Tunnel without connection of the reinforcement of the footings and the vault

K hlavním problémovým okruhům, které musely být v souvislosti s použitím nevyztuženého betonu ostění vyřešeny, patřila kromě únosnosti ostění i problematika vzniku, počtu a přípustné šířky trhlin, požární odolnosti konstrukce a metodiky jejího posouzení a v neposlední řadě i požadavků na kvalitu líce ostění. Diskuse, průkazy i zkoušky potřebné pro odsouhlasení použití nevyztuženého definitivního ostění trvaly několik měsíců. Nakonec však došlo k vzájemné dohodě všech účastníků výstavby a provádění nevyztuženého ostění bylo za přísných kritérií povoleno. Šířka horizontální trhliny byla omezena na 0,5 mm v době převzetí díla investorem, 1 mm na konci záruční doby a jako maximum byla stanovena hodnota 1,5 mm. Šířka smršťovacích vertikálních trhlin byla omezena na 2 mm v době převzetí díla, resp. max. 3 mm na konci záruční doby. Přípustný počet průběžných trhlin na délku bloku betonáže nesměl přesáhnout dvě. Pro betonáž použil zhotovitel stejného bednícího vozu, jako v případě tunelu Panenská. Vnitřní líc ostění obou tunelů je proto identický, stejně jako délka bloku betonáže 12 m. Vyztužené bloky definitivního ostění navrhl projektant pouze v připortálových úsecích tunelů a v místě propojek. Bloky se skříněmi SOS a požárními hydranty byly vyztuženy pouze lokálně v prostoru výklenků a jejich bezprostředním okolí. Ostatní úseky tunelu vyztuženy nebyly. V příportálových úsecích konstrukce výztuže splňovala kritéria samonosnosti, přičemž nosné prvky tvořily svařované armokoše z betonářské výztuže spojované na přesah pomocí lanových spojek (obr. 8). Měkké spojení umožňu46

je na rozdíl od použití tuhých rámů stykovaných šroubovanými spoji rektifikaci geometrie celé samonosné výztuže. Omezuje také nebezpečí poškození izolace při možném posunu výztuže během manipulace s bednícím vozem. V místě výklenků SOS skříní a požárního hydrantu a v místě propojek tunelových trub výztuž vzhledem k nízkému procentu vyztužení a velikosti profilu jako samonosná navržena nebyla. Stabilitu výztuže do doby betonáže zajišťovaly speciální kotvy prostupující hydroizolací do primárního ostění. Zahájení betonáže definitivního ostění provázely problémy se vznikem trhlin tvaru půlměsíce ve vrcholu klenby. Vyskytovaly se v blocích betonáže bez rozdílu, zda se jednalo o vyztužené či nevyztužené ostění. Po dohodě se zhotovitelem navrhl projektant šachovnicový způsob provádění ostění. Při zhutňování směsi pravděpodobně docházelo k přenosu vibrací tuhou konstrukcí bednícího

Obr. 8 Spojování samonosné výztuže pomocí lanových spojek Fig. 8 Combining self-supporting reinforcement with cable joints

vozu na čerstvě odbedněný blok ostění. Úprava technologického postupu přinesla očekávaný výsledek a vznik trhlin již dále nepokračoval. S prováděním nevyztuženého ostění byla spojena i problematika upevnění kabelových chrániček, které jsou u železobetonového ostění navázány na výztuž. V případě nevyztuženého ostění upevňoval zhotovitel chráničky pomocí plátů hydroizolační fólie natavených na již instalovanou fólii (obr. 9). Samostatnou úlohu v prosazování nevyObr. 9 Upevnění kabelových chrániček v nevyztuženém ostění Fig. 9 Fastening of cable protective pipes in the non-reinforced lining


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S ztuženého definitivního ostění sehrála problematika požární odolnosti konstrukce. Požární specialista z důvodů kladného projednání realizační dokumentace se zástupci hasičského záchranného sboru vyžadoval posouzení vzorku konkrétní receptury betonové směsi i tloušťky ostění prováděného podle technologického postupu analogického s betonáží ostění v tunelu. Požární zkoušku provedla autorizovaná zkušebna firmy PAVUS na vzorku o rozměrech 2 x 2 m a tloušťky 400 mm. Vzorek připravený a ošetřovaný podle technologického postupu provádění ostění z betonové směsi používané na tunelu Libouchec byl po 90 dní vystaven klimatickým vlivům obdobným prostředí v tunelu. Do každého z pěti vývrtů bylo po tloušťce vzorku ve vzdálenosti 50 mm vsazeno sedm teplotních snímačů, které v průběhu zkoušky zaznamenávaly průběh teploty v čase. Další čidla byla umístěna na neohřívaném povrchu vzorku. Teplotní zatěžování probíhalo po dobu 180 minut podle normové celulózové křivky, popsané rovnicí (3). Tn = T0 + 345 log (8t + 1)

(3)

Cílem experimentu bylo zjistit: • tloušťku vrstvy betonu, která odpadne při vystavení vzorku betonu ostění požáru, • průběh teploty po tloušťce ostění, • celkový odpad betonu z plochy vystavené požáru. Výsledky experimentu byly pro mnohé Obr. 10 Graf nárůstu teploty ostění v čase pro umístění snímačů 100 [1], 200 [2], 300 [3] a 350 mm [4] od neohřívaného povrchu ostění Fig. 10 Graph of temperature growth in the lining in time for the placement of sensors 100 [1], 200 [2], 300 [3] and 350 mm [4] from the unheated lining surface

velkým překvapením. I když se dalo očekávat, že konstrukce účinkům požáru odolá, byly očekávány povrchové odprysky způsobené uvolňováním páry. Během provádění zkoušky a při následném chladnutí vzorku nedošlo k odprýsknutí ani jediného úlomku betonu, ani k vytvoření větších trhlin. Mikroskopické trhlinky vznikaly nepravidelně v ploše ostění. Výsledky zkoušky ukázaly, že po ukončení zkoušky dosahuje teplota v hloubce 50 mm pod ohřívaným povrchem v průměru 308 °C (max. 363 °C). S narůstající vzdáleností od ohřívaného líce vzorku dochází k prudkému snížení teploty a 100 mm pod povrchem již průměrná teplota nepřesahuje 121 °C, resp. max. 131 °C. Teplota na rubu ostění, který v tunelu představuje kontakt s izolační fólií, nepřesáhne hodnotu 23 °C. Vyhodnocení zkoušky ukazují grafy na obr. 10 a 11. Z ÁV Ě R Při zpracování RDS tunelu Libouchec byly důsledně dodržovány principy observační metody. Na základě skutečně zastižených geotechnických poměrů došlo k úpravě návrhu definitivního ostění. Použití nelineárních materiálních modelů betonu vedlo k ekonomickému návrhu ostění. Ve vyztužených úsecích tunelu umožnilo snížení množství výztuže, v úsecích s dobrými geotechnickými podmínkami k její úplné eliminaci. Na celý úsek raženého tunelu bylo místo původně plánovaných 700 t použito jen 150 t výztuže. Vyztužení horní klenby se pohybovalo od 26 kg/m3 ve standardních blocích betonáže až po 47 kg/m3 v blocích se zaústěním tunelových propojek. I v tomto směru došlo v porovnání s původně předpokládanými 88 kg/m3 k výrazné redukci. Požadovanou požární odolnost konstrukce prokázala požární zkouška. I bez použití polypropylenových vláken nedošlo při teplotním zatěžování podle celulózové normo-


6/2006

Literatura: [1] Richtlinie 853, Eisenbahntunnel planen, bauen und instand halten, DB Netz Deutsche Bahn Gruppe, platnost od 1. 6. 2002 [2] Richtlinie Innenschalenbeton, Ausgabe Oktober 2003, Österreichische Betonvereinigung für Beton- und Bautechnik, A-1040 Wien, Austria [3] Protokol o zkoušce požární odolnosti č. Pr-05-1.02.202 vydaný dne 21.12.2005 pro výrobek Výsek tunelového ostění tunelu Libouchec, PAVUS, a. s., pobočka Veselí nad Lužnicí

vé křivky (3) k odpryskům betonu, nebo jinému poškození jeho povrchu. Nedostatečná propracovanost českých norem a předpisů z hlediska použití nevyztužených ostění značně komplikuje fáze projektování i vlastní realizaci díla. Precedentní příklad použití nevyztuženého definitivního ostění na tunelu Libouchec a činnost projektanta v roli supervize RDS železničních tunelů Nového spojení v Praze přispěla k prosazení nevyztuženého definitivního ostění i na této stavbě. V konečném důsledku mohou vést získané zkušenosti ke zlevnění dopravních tunelů v České republice a posunu českého tunelářství blíže ke světovým trendům v oblasti podzemních staveb. Ing. Libor Mařík IKP Consulting Engineers, s. r. o. Jirsíkova 5, 186 00 Praha 8 – Karlín tel.: 255 733 522, fax: 255 733 605 e-mail: [email protected], www.ikpce.com

Obr 11. Teplotní gradient v ostění, křivky nárůstu teploty v čase 30, 90 a 180 min Fig. 11 Temperature gradient in the lining, temperature growth curve in time – 30, 90 a 180 min

47



PŘESÝPANÉ

T U N E LY PRECAST BURIED TUNNELS P AV E L B U L E J K O Po celém světě bylo již od roku 1982, kdy byl systém vyvinut, dokončeno na deset tisíc přesýpaných konstrukcí patentovaného systému Matière. Článek se zabývá několika zajímavými tunely tohoto typu postavenými v Irsku, Španělsku a Japonsku. Almost 10,000 patented Matière buried structures have been erected since developing the system in 1982. The article describes a couple of interesting cut & cover tunnels in Ireland, Spain and Japan. DÁLNICE M1/A1 DU B LI N– BE LFAST V IRSKU Od roku 2000 je průběžně modernizována stávající nevyhovující komunikace spojující dvě největší irská města Dublin a Belfast na moderní dálniční tah. Postupně bylo na dálnici vyprojektováno a zhotove-

no již osm různých objektů z betonových prefabrikovaných přesýpaných systémů, které překonávají vodní toky, místní komunikace a železnici. Na posledním zhotoveném 100km úseku dálnice kříží železnici pouze na dvou místech a v obou případech je objekt zhotoven z patentovaného přesýpaného systému Matière. Přesýpaný tunel Lagavooren V zadávacím projektu stavby tunelu Lagavooren projektant navrhl všechny objekty úseku bez ohledu na možnosti potencionálního vítěze tendru. Po získání zakázky si však hlavní dodavatel nechal zhotovit analýzu a právě objekt tunelu Lagavooren, původně navržený komplikovaně jako dva mosty vedle sebe z prefabrikovaných předpjatých nosníků a se složitým založením na pilotách, poskytoval prostor pro snížení nákladů a zároveň zjednodušení a zkrácení doby výstavby. Dalším rozhodujícím požadavkem bylo udržení provozu na stávající železniční trati a minimalizace stavebních prací v jejím okolí. Po vyhodnocení několika alternativních návrhů bylo vybráno řešení – objekt zhotovit jako prefabrikovaný přesýpaný obloukový tunel. Důvody výběru byly následující:

• rychlá montáž prefabrikovaného systému • minimální dopad montáže na provoz tratě • následující práce (hydroizolace, zasýpání) budou prováděny za mírného nebo žádného omezení provozu na trati • základy obloukové konstrukce se vzdálí od tratě a zjednoduší se způsob založení • velkorozponová oblouková konstrukce zajistí klientovi dodatečný prostor pro pozdější dobudování druhé koleje Jako vítězný prefabrikovaný obloukový systém byl vybrán systém Matière Conduit Modularch Four (CM4), především díky samostabilizačním bočním dílcům nepotřebujícím žádné vzpěry a klenbě nepotřebující skruž. Montáž bočních dílců probíhala nejprve na jedné straně v celé délce objektu (čtyřicet jeden prvek), poté se jeřáb přesunul na druhou stranu tratě a vztyčil boční dílce na druhé straně (obr. 1). To zaručovalo minimální zásah do chodu železniční dopravy, protože montáž kleneb proběhla v jednom taktu během dvou dní. Popsaný postup byl nesmírně náročný na vytyčovací práce, a proto byly použity ty nejmodernější geodetické pomůcky, díky kterým všechny klen-

Obr. 2 Dokončený tunel Lagavooren, Severní Irsko Fig. 2 Finished tunnel Lagavooren, Northern Ireland

Obr. 1 Tunel Lagavooren – montáž bočních dílů Fig. 1 Tunnel Lagavooren – the assembly of lateral parts

Obr. 3 Noční montáž prefabrikovaných dílu tunelu ST05-LINDA Fig. 3 Night assembly of prefabricated parts of ST05-LINDA tunnel

48


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S by přesně dosedly na boční dílce a nebylo třeba jediný boční dílec přemisťovat. Konstrukce byla navržena na mimořádné zatížení. Jako zatížení při vykolejení vlakové soupravy uvnitř tunelu bylo počítáno s 1 500 kN v podélném a 3 000 kN v příčném směru. Navrženy byly i dva monolitické trámy, které spojují jednotlivé klenbové dílce. To pro případné selhání bočního dílce při nárazu soupravy, a tím zachycení klenby, kterou zničený boční dílec podepíral. Tunel Lagavooren je tvořen ze systému Matière CM4 52 m2 x 225 m2 a má rozpon 17,5 m a světlou výšku cca 6 m (obr. 2). Celková délka tunelu je 102,5 m. Tunel se skládá z čtyřiceti jednoho prstence 2,5 m širokého a každý prstenec je složen ze třech prefabrikovaných dílů. Celkem 123 dílců bylo vyrobeno během devíti týdnů a montáž pak zabrala pouhých sedm pracovních dnů. Tunel ST05-LINDA Přesýpaný tunel ST05-LINDA byl smontován v září t. r. jako součást právě probíhající stavby dálnice na hraničním pomezí mezi Irskou republikou a Severním Irskem. Zakázka byla opět stylem „design and build“, což nechávalo hlavnímu dodavateli volné ruce ke zvážení všech možných variant. Dálnice v tomto úseku kříží hlavní železniční koridor Belfast-Dublin a výstavba jakéhokoliv objektu mohla probíhat pouze během noci mezi dvacátou třetí večerní až pátou hodinou ranní (obr. 3). Stejné výchozí podmínky jako u předchozího objektu a navíc omezená pracovní doba vedly opět k výběru řeše-

Obr. 4 Dokončený přesýpaný tunel ST05-LINDA Fig. 4 Finished “poured“ tunnel ST05-LINDA

Obr. 5 Stavba hloubeného tunelu San Jose na trase dálnice E15 na předměstí Malagy, Španělsko, vpravo dole mobilní betonárna Fig. 5 Construction of excavated San Jose tunnel

Obr. 6 Montáž prefabrikovaného ostění tunelu San Jose na okraji Malagy, Španělsko Fig. 6 Assembly of prefabricated San Jose tunnel lining on the border of Malaga, Spain


6/2006

49



ní pomocí hloubených tunelů. Tentokrát byl navržen objekt portálového průřezu s rozponem 14,5 m z důvodu malého krytí nad tunelem pro umístění obloukové konstrukce. Pro takto masivní prvky bylo nutno zmenšit modulový rozměr ze standardních 2 490 mm na 1 750 mm, i přesto stropní dílec vážil úctyhodných 60 t. Dálnice kříží železnici pod úhlem 38°. Nerovnoměrné zatížení od zásypu komplikovalo statický návrh konstrukcí portálů tunelu. Navíc klient požadoval speciální povrchovou úpravu pohledových ploch nezasypaných prvků, což mělo za následek modifikaci bednění a změnu technologie prefabrikace pro exponované boční dílce. Dále bylo požadováno vyztužení stropních prvků pro ukotvení ochranných monolitických bariér. Bariéry jsou umístěny šikmo k objektu, což vyžadovalo přesné osazení přídavné výztuže na armovací koše. Tunel vybudovaný systémem Matière Opti-Cadre má délku 77 m a je složen ze čtyřiceti čtyř prstenců, tj. z celkem 132 dílců. Montáž celého tunelu proběhla během jedenácti šestihodinových nočních směn. Použitý jeřáb měl nosnost 500 t. Konstrukce byla následně zaizolována a zasypána, zatímco trať byla v plném provozu (obr. 4). Veškeré práce jsou prováděny v bezpečné vzdálenosti od tratě a výstavba dálnice pokračuje s mírným předstihem oproti plánu.

P Ř Í M O Ř S K Á Č Á S T D Á L N I Č N Í H O TA H U E15 VE ŠPAN Ě LSKU Španělské středomořské pláže jsou velice atraktivním místem pro turisty z celé Evropy, zvláště z Velké Británie, kde E15 končí (resp. začíná, záleží na úhlu pohledu). Prudký nárůst turismu v posledních patnácti letech si vyžádal výstavbu kvalitní infrastruktury v tomto regionu. Na přímořském tahu dlouhém 1 300 km je tak k vidění hned několik přesýpaných tunelových konstrukcí. Tunel San Jose 400 m dlouhý tunel byl vybudován již v roce 1992. Je součástí E15, která zde tvoří obchvat známého města Malaga. Dálniční tah se přibližuje na dosah obydlenému předměstí (obr. 5), a proto bylo rozhodnuto dopravu schovat pod zem. Tunel vlastní několik prvenství mezi konstrukcemi uvedeného typu. Jednalo se vůbec o první vícerozponový přesýpaný tunel zhotovený systémem Matière (obr. 6). Objekt je zajímavý také tím, že zde byla nasazena mobilní betonárka. Prefabrikace dílců tak probíhala přímo na místě stavby. Tunel je zhotoven ze systému Matière CM4 Multispan 64 m2 x 185 m2. Tunel Calahonda Tunel měřící 612,5 m byl dokončen v roce 1998. Původní návrh (obr. 7) počítal

se dvěma řešeními. Pro středovou část s malým krytím zásypovým materiálem byly navrženy masivní monolitické železobetonové zdi tloušťky 900 mm podpírající předjaté nosníky výšky 800 mm a délky 15 m. Pro ostatní úseky, kde je nadnásyp i více jak 6 m, byla navržena masivní monolitická oblouková konstrukce s tloušťkou stěn 1 200 mm a klenby 600 mm. Řešení s využitím prefabrikovaného systému přineslo úsporu materiálu a zkrácení doby výstavby. Rozpon tunelu je 15 m v jednom poli a světlá výška v ose tubusu je 8 m. 555 m tunelu navíc kopíruje horizontální zakřivení dálnice o poloměru 1 000 m. Návrh konstrukce byl rozdělen do čtyř sekcí podle podmínek zatížení a dle toho se lišily i jednotlivé prvky tunelu (tloušťka prvků, stupeň vyztužení, tvar). První byla standardní sekce s nadnásypem menším než 6 m (cca 200 m dlouhý úsek). Druhým úsekem byla sekce s nadnásypem vyšším než 6 m (opět cca 200 m). Použití flexibilního bednění umožnilo zesílení konstrukce a byl zvýšen i stupeň vyztužení. Nejsložitější sekcí byl úsek zhruba v polovině tunelu, kde tunel opouští zářez a je v délce 155 m veden ve svahu a tedy vystaven nesymetrickému zatížení. Výsledné důmyslné řešení je chráněno mezinárodním patentem (stejně jako všechny konstrukce přesýpaných tunelů popsané v článku). Jedná se o speciální

Obr. 8 Studie konečného řešení části konstrukce tunelu Calahonda, Španělsko Fig. 8 Final solution study of a part of Calahonda tunnel, Spain Obr. 9 Montáž prefabrikovaného ostění tunelu Calahonda, Španělsko Fig. 9 Assembly of prefabricated Calahonda tunnel lining, Spain Obr. 7 Původní návrh konstrukce hloubeného tunelu Calahonda, Španělsko Fig. 7 Original project of construction of excavated Calahonda tunnel, Spain

50


6/2006


Obr. 10 Výstavba hloubeného tunelu San Rafael, Ibiza (snímek z 19. října 2006) Fig. 10 Construction of excavated tunnel San Rafael, Ibiza (picture from 19th October 2006)

vzpěry bočních dílců a impletaci konzolového prvku (obr. 8 a 9). Poslední speciální sekcí je portál na východní straně tunelu, kde pravá část dálnice je již vedena mimo tunel, ale levý pruh je ještě v délce 30 m v tunelu. K řešení bylo také použito nových prvků představených v předešlé sekci. Pro samotnou výstavbu tunelu byla opět použita mobilní betonárka, což se projevilo ve snížení nákladu na dopravu prefabrikátů na místo stavby. Použit byl 40t portálový jeřáb a celkem deset souprav ocelových bednění pro klenby a boční dílce. Betonářská výztuž byla ohýbána mimo stavbu a vytvarovaná dopravována na stavbu, vyvazována v armovací koše, které byly následně vsazovány do bednění. Jeden prstenec tunelu o modulové délce 2,5 m se skládá ze dvou bočních dílců, jednoho středového pilíře a dvou kleneb. Počet bednění tak při denní obrátkovosti zaručoval výrobu (a potažmo montáž) dvou prstenců za den, tj. 5 m běžných tunelu denně. V určitých fázích výstavby bylo použito dvou jeřábů a rychlost montáže předem vyrobených a uskladněných prefadílců se zvýšila až na 15 m běžných za den. Tunel je sestaven ze systému Matière CM4 Multispan 91m2 x 185m2 a byl zkomple-

tován včetně hydroizolací během pouhých pěti měsíců. Tunel San Rafael Tento 1 200 m dlouhý přesýpaný tunel nacházející se přímo ve středu ostrova Ibiza ve Středozemním moři je v současné době ještě ve výstavbě (obr. 10). Požadovaný průjezdný profil v tunelu je 2 x 12 x 5,5 m. Původní návrh opět představoval masivní monolitickou konstrukci s nosnými zdmi 800 mm silnými a vodorovnou konstrukcí 1200 mm silnou. Návrh byl nahrazen efektivnějšími variantami prefabrikovaného systému a sice 720 m zhotovit jako CM4 Multispan 91m2 x 145m2 a 480 m Opti-Cadre Multispan. Avšak z důvodu vysokých cen pozemků na ostrově byl návrh přepracován. Profil byl zmenšen na CM4 Multispan 91m2 x 120m2, což se nakonec hodilo i projektantům, neboť výška nesymetrického nadnásypu dosahuje v kritickém průřezu na jedné straně 15 m a na opačné straně pouze 8 m. I patky bočních dílců byly z vnější strany zkráce-

Obr. 11 Mobilní výrobna prefabrikátů pro ostění tunelu San Rafael, Ibiza Fig. 11 Mobile factory of prefabricated parts for San Rafael tunnel lining, Ibiza

ny, aby se ušetřil doslova každý milimetr. Zároveň byl harmonogram prací upraven dle turistické sezóny a částečně i s ohledem na parlamentní volby konané ve Španělsku příští rok. Výsledkem je zakázka pro letošní mezisezonní období v rozsahu 630 m obloukového profilu s dokončením pravděpodobně až na podzim roku 2007. Opět je přímo na stavbě vybudována mobilní výrobna prefabrikátů (obr. 11) s deseti soupravami ocelových bednění. Plánovaná rychlost výstavby je 12,5 m běžných denně (prvky jsou v současnosti vyráběny na skládku, neboť zemní práce ještě nejsou plně dokončeny). Předpokládaná doba montáže je tři měsíce s uvažovaným termínem otevření pro veřejnost 21. prosince.

Obr. 12 Přesýpaný tunel Yokohama, Japonsko Fig. 12 “Poured“ Yokohama tunnel, Japan BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

6/2006

51



Obr. 13 Výstavba přesýpaného tunelu v Tokyu, délka 230 m Fig. 13 Construction of “poured“ tunnel in Tokio, length 230 m

Obr. 14 Dokončený tunel Konoshita v provozu Fig. 14 Finished tunnel Konoshita in operation Obr. 15 Výstavba hloubeného tunelu Kuyshu Fig. 15 Construction of excavated tunnel Kuyshu

sedání opěrných zdí bez výrazného narušení celkové konstrukce.

JAPONSKO,

Z E M Ě P Ř E SÝ PA N ÝC H

TUNELŮ

V Japonsku hned několik stavebních firem vlastní licenci na výstavbu přesýpaných tunelů uvedeným systémem. Unikátní patentované rozdělení obloukového

systému je jako „ušité na míru“ zdejším seizmickým podmínkám a zatížením. Je to dáno rozdělením tunelu v podélném směru na 2,5 m dlouhé prstence a originálním kloubovým stykem bočních dílců a klenby umožňujícím mírné diferenciální

Přesýpaný tunel Yokohama Jedná se o první dvojrozponový tunel v Japonsku z roku 1997 zhotovený metodou Matière CM4 Multispan, velikost 91m2 x 91m2, (obr. 12). Tento 105 m dlouhý tunel se nachází na ostrově Honšú, na jihu města Yokohama v rušné čtvrti poblíž přístavu. S ohledem na místní normy je prefabrikovaná konstrukce navržena podstatně masivnější, klenba je silná 800 mm oproti běžným 300 mm. To znamenalo zredukování modulové šíře prvků z 2,5 na 1,5 m z důvodu transportu dílců a možností zdvihacích prostředků (na stavbě byl použit pojízdný pásový jeřáb). Pro zabránění „vyskočení“ klenby z jamkového kloubového spoje v přípaObr. 16 Návrh tunelu v Nagoye, a) původní a b) realizované řešení Fig. 16 Design of the tunnel in Nagoya Obr. 17 Výstavba tunelu Nagoya Fig. 17 Construction of Nagoya tunnel

a)

52

b) BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S Obr. 18 Návrh konstrukce hloubeného tunelu Komořany Fig. 18 Design of the structure of the excavated tunnel in Komořany

dě zemětřesení jsou jednotlivé dílce mezi sebou navíc spojeny šroubovým spojem. Spoj je konstruován tak, aby stále umožňoval kloubu plnit jeho statickou funkci. V Japonsku jsou uvedeným systémem v různých variantách zhotoveny stovky objektů. Z významnějších zmiňme tunel v Tokyu – CM4 Multispan 52m2 x 30m2 dlouhý 230 m (obr. 13), tunel Konoshita – CM4 Multispan 120m2 x 120m2 dlouhý 130 m (obr. 14) nebo 115 m dlouhý tunel Kuyshu – CM4 100m2 x 52m2 (obr. 15) spojující dva ražené tunely. Zajímavé je také řešení přesýpané části tunelu Nagoya, kdy celý tunel je koncipován jako dvě jednosměrné komunikace nad sebou. Původní masivní monolitické řešení bylo nahrazeno velice netradiční a speciálně upravenou variantou prefabrikovaného systému pro horní část tunelu (obr. 16 a 17). Česká republika? V našich krajinách se jeví jako potencionální příležitosti pro užití popsaných přesýpa-

ných systémů v blízké budoucnosti například krátký přesýpaný tunel Komořany na Pražském okruhu R1, objekt SO8052, jenž je součástí druhé části Strahovského tunelu nebo možná plánovaný 2 km dlouhý přesýpaný tunel v Suchdole či sousedící hloubený tunel Rybářka. V prvních dvou případech byl připraven a projektantovi předán předběžný návrh řešení pomocí variant prefabrikovaného systému (obr. 18), který plně kopíruje navržené původní profily ze zadávací dokumentace těchto dvoutubusových konstrukcí. Rychlost výstavby prefabrikovaného přesýpa-

ného tunelu by byla určitě vítána obyvateli přilehlých částí Prahy stejně jako příznivá cena investorem stavby. Bude-li některý z objektů prvním v České republice postaveným jako přesýpaný tunel z uvedeného systému, určitě se o stavbě dočtete v některém z příštích čísel časopisu. Ing. Pavel Bulejko ABM Group Ltd. Divize ABM CZECH Rajchardov 341, 25209 Hradištko tel.: 777 226 293, fax: 257 741 269 e-mail: [email protected], www.abmczech.cz

PREFABRIKOVANÉ PŘESÝPANÉ KONSTRUKCE ■ Zhotovení objektů „na klíč“ – od návrhu přes výrobu až po montáž ■ Zachování stávajících komunikací v provozu ■ Jednoduché, kvalitní, rychlé a finančně výhodné řešení ■ Vlastníme ISO 9001:2000 certifikát

www.abmczech.cz ■ Rajchardov 341, 252 09 Hradištko, Praha-Západ ■ T: 777 ABM CZE (226 293) F: 257 741 269


6/2006

53



MOSTY

A T U N E LY B E Z H Y D R O I ZO L ÁC I E ? BRIDGES AND TUNNELS WITHOUT MEMBRANE SEAL? J U R A J B I LČ Í K Po dlhom období, keď sa kvalita betónu hodnotila iba jeho pevnosťou, je dnes jasné, že aj iné fyzikálne vlastnosti sú dôležité. Betón v konštrukcii musí byť schopný odolávať všetkým zaťaženiam, ktorým je počas životnosti vystavený. V príspevku sa analyzuje možnosť uplatnenia vodotesného, resp. vysokohodnotného betónu v mostoch a tuneloch. After a long period when the concrete’s compressive strength was the only quality parameter, today it is clear, that also other physical properties are important. Concrete in the structure should be able to resist all actions arising during his lifetime. The paper analyses the application of watertight, resp. high-performance concrete in bridges and tunnels. Betón má v konštrukcii okrem nosnej funkcie často aj iné úlohy: vodotesnosť, mrazuvzdornosť, trvanlivosť v agresívnom prostredí, odolnosť voči vysokým teplotám a obrusovaniu. Vodotesnosť betónu sa v minulosti požadovala predovšetkým pre vodohospodárske stavby. V posledných rokoch sa rozšírila i na konštrukcie, ktoré sú vystavené účinkom podzemnej vody (podzemné časti pozemných stavieb, podzemné garáže a tunely) alebo zrážkovej vody (mosty). V minulosti boli tieto konštrukcie chránené výlučne povrchovými hydroizoláciami na báze bitúmenov alebo plastov. Ak má betón zabezpečovať izoláciu proti vode, potom treba použiť vodotesný betón. Použitie vodoObr. 1 Hĺbka priesaku vody v betóne [5] Fig. 1 Water penetration in concrete

tesného betónu miesto hydroizolácie má najmä tieto výhody: • zmenšenie počtu pracovných postupov (odpadne zhotovenie izolácie a jej ochrany) • prípadné netesnosti sa dajú ľahko lokalizovať a opraviť. Ak má byť betón naviac mrazuvzdorný a odolný proti prenikaniu chloridových iónov, treba použiť vysokohodnotný betón.

odoláva účinkom slabo a stredne agresívneho prostredia podľa ČSN EN 206-1 [3] a v závislosti od použitého kameniva je aj mrazuvzdorný. Na výrobu vodotesného betónu sa odporúča použiť vodný súčiniteľ w/c ≤ 0,55. Z obr. 1 je zrejmé, že s narastajúcou hodnotou w/c narastá aj rozptyl hĺbky priesaku. Pri zvolenej hranici vodného súčiniteľa v celom rozptyle spĺňa požiadavku vodotesnosti. Model transportu vlhkosti v betóne je znázornený na obr. 2. Ohraničenie hodnoty w/c nemá obmedziť iba hĺbku priesaku vody pod tlakom (oblasť tlakovej vody), ale aj celkový transport vlhkosti cez hrúbku betónového prvku, predovšetkým v kapilárnej oblasti, aby mladý betón na vzdušnú stranu odvádzal difúziou vodnej pary iba vlastnú vlhkosť. Hĺbka priesaku vody v správne navrhnutom, spracovanom a ošetrovanom betóne dosahuje najviac 70 mm. Na vzdušnej strane prebieha odparovanie vlastnej vlhkosti betónu. Difúzna oblasť dosahuje hrúbku 40 až 80 mm [4]. Hrúbka vodotesného betónového prvku (stena, základová doska) by mala byť navrhnutá tak, aby nedošlo k prekrývaniu kapilárnej a difúznej oblasti. Vytvorenie jadrovej oblasti, v ktorej neprebieha kapilárna nasiakavosť ani difúzia vodnej pary, zabráni transportu vlhkosti z návodnej na vzdušnú stranu betónu, bez ohľadu na to, či je alebo nie je návodná strana chránená hydroizoláciou.

TRANSPORT VLHKOSTI V BETÓNE Vodotesnosť betónu v rozhodujúcej miere závisí od veľkosti tzv. „otvorených“ pórov a ich objemového podielu v cementovom kameni. Otvorené póry sú v zásade identické s kapilárnymi pórami, ktoré v zatvrdnutom betóne zaberajú objem prislúchajúci objemu vyparenej vody. V tejto súvislosti sa vyskytujú pochybnosti, či samotný betón môže zabezpečiť požadovanú izolačnú funkciu – vodotesnosť. Ako vodotesný sa označuje betón, ktorý odoláva tlakovej vode tak, že na jeho vzdušnej strane nevzniknú viditeľné priesaky [1]. Aj keď betón z fyzikálneho hľadiska nie je vodonepriepustný, stenami prechádza na vzdušnú stranu len veľmi malé množstvo vody – v závislosti od rôznych parametrov denne rádovo 1 g/m2. Na vzdušnej strane zostáva betónový povrch suchý lebo transportná kapacita vzduchu je pri bežnom vetraní o jeden rád vyššia. Vodotesnosť sa preukazuje skúškou presiaknutia tlakovou vodou podľa EN 12390-8 [2]. Ako vodotesný sa hodnotí betón, ktorého priesak pri skúške neprekročí 50 mm. Takýto betón je nielen vodotesný, ale aj trvanlivý, dobre

Obr. 2 Model transportu vlhkosti v betóne [6] Fig. 2 The model of moisture transport in concrete

DSYPSb\c( &R\

XOR`]dt]PZOaÍ

6¦PYO^`WSaOYcd]RgI[[K

]PZOaÍ bZOY]dSXd]Rg

YO^WZt`\O]PZOaÍ

&

RWTh\O]PZOaÍ

]R^O`]dO\WS dZVY]abW

$

a[S` ^`S\WYO\WO d]Rg

# "

µ #[[

a[S` dgaÝQVO\WO c%[[

"µ&[[

s [[ "#

#

##

$

$#

D]R\ÝaxW\WbS¤eQ

54

%

%#

&

d]RO

PSb\

dhRcQV


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S Zvýšenie vodotesnosti a mrazuvzdornosti možno dosiahnuť i pomocou špeciálnych prísad a prímesí, ktoré zmenšujú objem pórov a zlepšujú pórovú štruktúru (napr. kremičitý úlet) alebo vyvolávajúcich tzv. sekundárnu kryštalizáciu. Kryštalizujúce materiály sa od klasických tesniacich prísad odlišujú tým, že je možné ich aplikovať aj na zatvrdnutý povrch betónu, a to prakticky bez ohľadu na jeho vek. TESNENIE ŠKÁR A TRHLIN Vo vodotesných betónových konštrukciách je treba v okolí škár a trhlín zabezpečiť rovnakú vodotesnosť ako v ostatnej časti. Umiestnenie a vyhotovenie škár, prípustný tvar a šírka trhlín, ako aj ich utesnenie musia byť súčasťou projektu. Spôsob utesnenia závisí aj od triedy namáhania (tlaková voda, voda bez tlaku alebo zemná vlhkosť) a využitia (vlhké miesta na betónovom povrchu prípustné alebo neprípustné) vodotesnej konštrukcie [7]. Pri vodotesných konštrukciách rozlišujeme tieto druhy škár: • pracovné škáry – na ich tesnenie sa do škáry vkladajú expanzné profily (bentonitové alebo z hydrofilných polymérov), elastomérové a termoplastické polymérne tesniace pásy, tenkostenné plechy alebo injektážne hadičky. Iný spôsob utesnenia poskytuje sekundárna kryštalizácia betónu v okolí škáry, • dilatačné škáry – ich vodotesnosť zabezpečujú zvárané tesniace pásy z polymérnych materiálov. Dáva sa prednosť pásom vo vnútri prierezu pred povrchovými pásmi. Dilatačné škáry sa navrhujú v prípade, ak sa iným spôsobom nedá zabrániť vzájomnému posunu susediacich prvkov. • nepravé škáry – navrhujú sa v miestach, kde sa žiada obmedziť napätia od objemových zmien. Do dosky (steny) sa zareže vrub min. do 1/3 hrúbky

dosky (steny), ktorý zabezpečí, že trhlina vznikne v oslabenom mieste. Množstvo výstuže prechádzajúce cez túto škáru sa obmedzí na plochu potrebnú zo statických dôvodov. Výber materiálu na utesnenie nepravej škáry sa prispôsobí očakávaným zmenám šírky v trhline. Detailnejšie informácie o tesnení škár uvádza napríklad literatúra [8]. Z hľadiska vzniku a rozvoja deliacich trhlín (trhliny prechádzajúce cez celý prierez) sa rozlišujú tieto spôsoby vyhotovenia vodotesnej konštrukcie: • konštrukcia bez deliacich trhlín – dosiahne sa konštruktívnymi, technologickými a výrobnými opatreniami [9] • konštrukcia s deliacimi trhlinami obmedzenej šírky – kontrola šírky trhlín sa dosiahne návrhom a usporiadaním betonárskej výstuže. Šírka trhliny musí umožniť samoutesnenie trhliny, resp. obmedziť prienik vody v kvapalnej forme v dohodnutej miere. Šírka týchto trhlín je limitovaná hodnotou wk1, ktorej veľkosť závisí od pomeru hD/hw, kde hD je výška vodného stĺpca a hw je hrúbka steny. Prípustná šírka deliacich trhlín: ak hD/hw ≤ 10, potom wk1 ≤ 0,2 mm, ak hD/hw je od 10 do 15, potom wk1 ≤ 0,15 mm, ak hD/hw je od 15 do 25, potom wk1 ≤ 0,1 mm [7]. • konštrukcia s deliacimi trhlinami, ktoré sa dodatočne utesnia. V konštrukcií s deliacimi trhlinami, u ktorých sa nepredpokladá ich samoutesnenie, je možné zriecť sa hustej siete výstuže kontrolujúcej šírku trhlín aj dilatačných škár. Trhliny sú očakávaný stav konštrukcie, nepredstavujú poruchu. Ich utesnenie je súčasťou stavebných opatrení na zabezpečenie vodotesnosti betónu a musí byť plánované už v projektovej fáze. Tento typ konštrukcie je vhodný v prípadoch, ak je maximálnemu tlaku

vody vystavená už hrubá stavba, steny sú prístupné pre dodatočné utesnenie a investor s tým súhlasí. Utesnenie trhliny sa robí najčastejšie tlakovou injektážou, na čo sa používajú najmä materiály na báze epoxidových a polyuretánových živíc. Výber injektážneho materiálu sa riadi okolnosťami a požiadavkami opravy [10]. POUŽITIE

V O D OT E S N É H O B E T Ó N U

V T U N E LO C H

Ochrana razených tunelov voči priesakom podzemnej vody je pomerne komplikovaná. Ostenie sa zhotovuje obvykle v dvoch etapách. Primárne ostenie zhotovené striekaným betónom, použitie urýchľovačov tuhnutia a zvýšený obsah cementu vyvolávajú sklon k tvorbe trhlín, v dôsledku čoho betón nie je vodotesný. Primárne ostenie má dočasnú úlohu zaisťovať stabilitu výrubu a v priebehu rokov sa predpokladá jeho degradácia. Sekundárne ostenie musí byť preto navrhnuté tak, aby bolo schopné preniesť všetky zaťaženia. Najčastejšie sa zhotovuje z betónu čerpaného do debnenia. Systém s dvomi osteniami sa v praxi dobre osvedčil. Medzi primárne a sekundárne ostenie sa vkladá hydroizolačná plastová fólia (obr. 3a), obvykle z mäkčeného PVC, vysokohustotného polyetylénu (HDPE) alebo polyolefínov (FPO) [11]. Počas montáže výstuže v sekundárnom ostení môže dôjsť k miestnemu poškodeniu fólie. Fólia so signalizačnou vrstvou, nezabráni poškodeniu, ale Obr. 3 Izolácia tunela a) fóliovou izoláciou medzi osteniami, b) sekundárne ostenie z vodotesného betónu Fig. 3 Tunnel sealing a) membrane seal between the shells, a) the inner shell made from watertight concrete

striekaný betón

striekaný betón izolácia

vodotesný betón čerpaný betón


6/2006

55



umožňuje optickú kontrolu a opravu ešte pred betonážou. Zásadný vplyv na kvalitu fóliovej izolácie má úprava povrchu striekaného betónu. Tlak čerstvého betónu počas betonáže môže spôsobiť miestne poškodenie fólie dotláčanej k nerovnému povrchu primárneho ostenia. Perforované fóliové izolácie sa potom dodatočne utesňujú PU injektážou, čo je nielen drahé a prácne, ale často iba dočasné riešenie. Voda si skôr, či neskôr nájde cestu cez ostenie iným defektom. Druhou možnosťou je na sekundárne ostenie použiť vodotesný betón (obr. 3b). Ten preberá nielen nosnú ale aj izolačnú funkciu. Nahradenie fóliovej izolácie nie je vždy bezproblémové. Ak sa očakávajú široké deliace trhliny alebo v prítomnosti veľmi agresívnej vody (stupeň prostredia XA3), betón vyžaduje ochranu vo forme plošnej izolácie. Odolnosť betónu na zvýšenú chemickú agresivitu pre stupne prostredia XA1 a XA2 sa dosiahne betónom C25/30, resp. C30/37. Pre jednotlivé stupne prostredia treba kontrolovať maximálny vodný súčiniteľ, minimálny obsah cementu a pre stupne XA2 a XA3 s obsahom SO42- > 600 mg/l sa požaduje síranovzdorný cement. Betón triedy C25/30, resp. C30/37 je často treba aj z hľadiska navrhovania na medzné stavy únosnosti, takže vodotesnosť a odolnosť ostenia tunela sa získa ako pridaná hodnota, bez zvýšených nákladov. Keďže ostenie má tvar klenby, prierezy väčšinou nie sú zaťažené ohybovými momentami a tunel sa nachádza v prostredí s vyrovnanou teplotou, v ostení vznikajú prevažne pasívne trhliny. K tomu je potrebné, aby pasívne trhliny, v závislosti od očakávaného tlaku vody, neprekročili prípustnú šírku. Tým

je nepriamo stanovený aj stupeň vystuženia konštrukcie, ak je výstuž do ostenia potrebná. Použitie prísady vyvolávajúcej sekundárnu kryštalizáciu betónu poskytuje účinnú a spoľahlivú ochranu tunela voči trvalému zaťaženiu podzemnej vody. Sekundárna kryštalizácia betónu je vhodná i na dodatočné utesnenie stavieb, kde nie je prístupná rubová strana konštrukcie, napr. na dodatočné zvýšenie vodotesnosti sekundárneho ostenia. MOSTY

Z V Y S O K O H O D N OT N É H O

B ETÓN U B EZ HYDROIZOL ÁC I E

Úlohou hydroizolácie mostovky je zabrániť styku betónu mostovkovej dosky s vodou a chloridmi, ktoré prenikli cez kryt vozovky a ich odvedenie do odvodňovača a do priestorov mimo most. V súčasnosti túto úlohu zabezpečujú komplexné izolačné systémy pozostávajúce z pečatiacej vrstvy, vlastnej hydroizolácie a ochrannej vrstvy. Odhaduje sa, že pásové hydroizolácie u nás tvoria viac ako 90 % mostných izolácií, v celoeurópskom meradle asi 80 %. Zostávajúcu časť tvoria stierkové, náterové alebo striekané izolácie na báze polyuretánov, metakrylátov, modifikovaných asfaltov príp. iné špeciálne systémy [12]. Izolačné systémy sú pomerne náročné na čas, kvalitu zhotovenia a spravidla už v priebehu prvej sanácie mosta, za veľkých nákladov a obmedzení premávky, sa musia vymeniť. Či môže hydroizoláciu mostovky zabezpečiť samotný betón, je preto otázka hodná zamyslenia a ďalšieho výskumu. Vysokohodnotný betón (VHB) je betón osobitných vlastností, ktoré sa dosahujú nízkym vodným súčiniteľom (w/c ≤ 0,35) a vhodnými

!# ! =PaOVQVZ]`WR]dIK

#

# #

!

"

#

$

%

&

DhRWOZS\]aÍ]R^]d`QVcPSb\cI[K >`]TWZ^]#`]Y]d

56

>`]TWZ^]#`]Y]d

>`]TWZ^]!`]Y]d

Obr. 4 Predpovedanie obsahu chloridov vo vysokohodnotnom betóne (DB = 0,2.10-12 m2/s) Fig. 4 Prediction of chloride content in high-performance concrete

prímesami. Dobre navrhnutý, zhotovený, spracovaný a ošetrovaný VHB sa vyznačuje týmito vlastnosťami: • vysoká pevnosť (fck > 60 MPa) • odolnosť proti mechanickému opotrebovaniu (XM2) • odolnosť proti chemickým účinkom (XA2) • odolnosť proti prenikaniu chloridových iónov (XD3) • odolnosť proti karbonatácii betónu (XC4) • mrazuvzdornosť (XF4). V mostoch sa VHB využíva najmä pre vysokú pevnosť, čo umožňuje väčšie rozpätia, väčšie osové vzdialenosti nosníkov, resp. nižšie prierezy. Vedľajším účinkom je zvýšená odolnosť voči prenikaniu chloridov a zmrazovacím a rozmrazovacím cyklom. V posledných rokoch sa presadzuje použitie VHB aj na mosty, pričom trvanlivosť je rovnocenná vlastnosť ako pevnosť. Veľmi perspektívne sa javí uplatnenie VHB (s prímesou kremičitého úletu) ako náhrada hydroizolácie mostov. Na jednotlivé aplikácie treba kvantifikovať vlastnosti VHB. Pre stavbu mostov bez hydroizolácie sú významné vlastnosti druhá a štvrtá: odolnosť proti mechanickému opotrebovaniu a odolnosť proti prenikaniu chloridových iónov. Na základe odolnosti proti mechanickému opotrebovaniu je možné na mostoch vynechať aj obrusnú vrstvu, tj. VHB je priamo pojazdný. Najvýznamnejšou vlastnosťou VHB, ktorá umožňuje zhotovovať mosty bez hydroizolácie, je odolnosť proti prenikaniu chloridových iónov. Obsah chloridov v betóne, vyjadrený percentuálnym podielom chloridových iónov k hmotnosti cementu nesmie podľa ČSN EN 206-1 [3] v mieste oceľovej výstuže, prekročiť hodnotu 0,4 %. Pomocou teoretických výpočtov [13] je možné predpovedať, že vo VHB s hrúbkou krycej vrstvy 40 mm sa kritická hodnota dosiahne po 50 rokoch, pri krytí 60 mm po 130 rokoch (obr. 4). Tieto prognózy potvrdzujú aj merania na jestvujúcich mostoch [14]. Skúšky mrazuvzdornosti ukázali, že VHB má dostatočnú odolnosť aj bez použitia prevzdušňovacích prísad. Výhodné vlastnosti VHB môže nepriaznivo ovplyvniť výskyt trhlín na hornej strane mostovky. Preto treba pri návrhu a výstavbe mostov urobiť konštruktívne a technologické opatrenia na zamedzenie ich vzniku. Pri jednopoľových mostoch je koncepcia aplikovateľná bez obmedze-


6/2006

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E M AT E R I A L S A N D T E C H N O L O G I E S nia. Pri viacpoľových mostoch treba riziko vzniku trhlín nad vnútornými podperami obmedziť napr. predpätím. VHB sa môže použiť na celú mostovku alebo len na jej hornú časť, tzv. „sendvič“. V Rakúsku boli obomi koncepciami od roku 1997 postavené desiatky mostov [14]. Väčšinou sa jedná o jednopoľové mosty (obr. 5). Pri trojpoľovom moste predpätie bez súdržnosti zabránilo vzniku trhlín na hornej strane mostovky. Prehliadky mostov potvrdili, že mosty spĺňajú vysoké očakávania spojené s použitím VHB. Zistené trhliny sú iba povrchové, hĺbky niekoľko mm, takže neohrozujú trvanlivosť mostov. Pozitívne výsledky realizovaných mostov viedli k návrhu textu výberového konania na zhotovovanie mostov z VHB bez hydroizolácie. Na moste sú aj iné prvky vystavené zvýšenej agresivite obklopujúceho prostredia (napr. rímsy). Požadovanú vodotesnosť a mrazuvzdornosť možno dosiahnuť viacerými spôsobmi. Jednou z možností je i použitie materiálov vyvolávajúcich sekundárnu kryštalizáciu betónu. Aj na výstavbu zberných nádrží na vodu odvedenú z diaľničných mostov je vhodné využiť vodotesnosť betónu na princípe bielych vaní, ktoré sa už viac ako dvadsať rokov úspešne používajú v Európe, v posledných rokoch aj v Čechách a na Slovensku. Z ÁV E R Na betónové stavby sa kladú stále vyššie požiadavky, čo vedie k rozvoju technológie výroby betónu. Optimalizácia recep-

túr betónov a presun výroby do centrálnych betonární umožnili zlepšiť kvalitu betónu. Zároveň sa úspešne uplatňujú nové betóny a výstuže. V tejto súvislosti možno pozorovať výraznejšie presadzovanie vysokohodnotného a samozhutňujúceho betónu alebo vláknovej výstuže. Uplatňuje sa aj zakladanie na bielej vani a recyklácia betónu. Splnenie zvýšených požiadaviek je možné dosiahnuť len celkovou koncepciou navrhovania a zhotovovania, čo vyžaduje dobrú spoluprácu investora, projektanta a zhotoviteľa. To sa týka najmä betónových stavieb, kde betón má okrem nosnej aj izolačnú funkciu. Rezervovaný postoj projektantov a investorov súvisí s nadmernou dôverou k pomerne zraniteľným asfaltovým pásom, polymérnym fóliám a používaním starších noriem. Ako ukazujú skúsenosti z Rakúska, vysokohodnotný betón môže plne nahradiť hydroizoláciu aj u mostov a v tuneloch. Autor očakáva, že v článku uvedené informácie a závery vyvolajú diskusiu k uvedenej problematike, čo by mohlo mať priaznivý vplyv na trvanlivosť betónových konštrukcií s najdlhšou požadovanou životnosťou. Prof. Ing. Juraj Bilčík, CSc. Katedra betónových konštrukcií a mostov Stavebná fakulta STU v Bratislave Radlinského 11, 813 68 Bratislava Slovenská republika e-mail: [email protected] tel: +421 259 274 546 Text článku byl posouzen odborným lektorem

Obr. 5 Most z VHB bez hydroizolácie pri obci Moos, Korutánsko, Rakúsko (foto VÖZFI) Fig. 5 HPC bridge without skin sealing at Moos, Carinthia-Austria (photo VÖZFI)


6/2006

Literatúra: [1] STN 73 1210: Vodotesný betón a trvanlivý betón osobitných vlastností. Návrh, výroba a kontrola kvality, SÚTN, september 1996 [2] EN 12390-8: Skúšanie zatvrdnutého betónu. Časť 8: Hĺbka presiaknutia tlakovou vodou, 2001 [3] ČSN EN 206–1 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda, apríl 2002 [4] Betone mit besonderen Eigenschaften. Zementmerkblatt Betontechnik, Beton 10/2000, str. 582–589 [5] DBV-Merkblatt: Wasserundurchlässige Baukörper aus Beton. Fassung Juni 1996, Deutscher Beton-Verein E.V. [6] Iványi G.: Entwurf und Ausführungen von Wasserundurchlässigen Bauwerken aus Beton [7] DAfStb-Richtlinie: Wasserundurchlässige Bauwerke aus Beton. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Berlin 11/2002 [8] Lohmeyer G., Ebeling K.: Weisse Wannen einfach und sicher, Verlag Bau + Technik GmbH, Düsseldorf, 2004, 340 str. [9] Zakladanie stavieb technológiou bielej vane, Stavebnícka ročenka 2006, JAGA 2005, str. 65-68 [10] Bilčík J.: Oprava trhlin v betonových konstrukcích. Stavební ročenka 2004, Jaga 2003, str. 155–159 [11] Bakoš M: Požiadavky na hydroizolácie tunelov na Slovensku, v Českej republike a vo Švajčiarsku. Silnice a železnice1/2006, str. 29-31 [12] Matějů K: Několik poznámek k nejpoužívanějšímu izolačnímu systému pro dálniční mosty – pečetící vrstva, izolační pás, litý asfalt. Zborník z konferencie Hydroizolace a vozovky na mostech, Luhačovice 2003 [13] Gehlen CH.: Probalistische Lebensdauerbemessung von Stahlbetonbauwerken. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Heft 510, Berlin 2000, Beuth Verlag GmbH, 106 str. [14] Macht J., Steinberger J.: Bewährungsprobe einer Bauweise: Brückentragwerke aus Hochleistungsbeton ohne Abdichtung. Zement + Beton No. 4. 2005 str. 6–10

57

SAMOZHUTNITELNÝ SELF-COMPACTING

BETON CONCRETE

HAJIME OKAMURA A MASAHIRO OUCHI Dokončení článku z 5. čísla SOUČASNÝ

S TAV V Ý V O J E

SCC

Současné postavení SCC Velké stavební společnosti v Japonsku používají SCC pouze jako „speciální beton“. Aby bylo možné tento beton zařadit mezi standardní betony, je třeba vytvořit nový systém jeho návrhu, výroby a zpracování. Těmito úkoly se zabývá několik komisí. Nejefektivnějším se jeví systém, v němž by samozhutnitelný beton byl standardně produkován výrobci transportbetonu, protože od nich pochází 70 % veškerého betonu v Japonsku. Za předpokladu, že beton budou dodávat ponejvíce betonárny vyrábějící transportbeton, byl od vyvinutí prototypu výzkum nutný pro zavedení následujících zkoušek prováděn převážně na Tokijské univerzitě • metoda testování samozhutnitelnosti • metoda návrhu betonu • testovací metoda při přejímce betonu na stavbě • nový typ jemných podílů nebo přísad vhodných pro samozhutnitelný beton O první z těchto položek jsme se již zmínili. Další tři jsou popsány dále. METODA

N AV R H O VÁ N Í B E T O N U

Racionální metoda návrhu Samozhutnitelnost je do značné míry ovlivněna charakteristikami použitých materiálů a poměry míšení. Pro návrh SCC je nutné používat racionálních metod, které využívají široké škály materiálů. Předpokládalo se, že beton budou všeobecně dodávat betonárny vyrábějící transportbeton a byl vypracován jednoduchý systém návrhu betonu [9]. Obsah hrubého a jemného kameniva je pevně stanoven, takže samozhutnitelnosti lze snadno dosáhnout pouze upravením hodnoty vodního součinitele a správným dávkováním superplastifikátorů • obsah hrubého kameniva je stanoven na max. 50 % objemu v pevné fázi 58

• obsah jemného kameniva je stanoven na 40 % obsahu malty • součinitel voda-jemné podíly je v rozmezí od 0,9 do 1 v závislosti na vlastnostech jemných podílů • dávkování superplastifikátoru a konečná hodnota vodního součinitele se určí tak, aby byla zajištěna samozhutnitelnost. Při navrhování běžného betonu je hodnota vodního součinitele určena s ohledem na dosažení požadované pevnosti. U SCC se však při určování hodnoty vodního součinitele musí vzít v úvahu právě samozhutnitelnost, protože ta je na hodnotu vodního součinitele velmi citlivá. Ve většině případů není požadovaná pevnost určována vodním součinitelem, protože jeho hodnota je dostatečně malá pro pevnosti běžných konstrukcí, pokud ovšem není většina materiálů jemných podílů naprosto neaktivní. Malta nebo kaše samozhutnitelného betonu musí mít vysokou viskozitu i deformovatelnost. Toho lze dosáhnout pomocí superplastifikátorů, jejichž použití má za následek požadovanou nízkou hodnotu vodního součinitele při vysoké deformovatelnosti. Upravení hodnoty vodního součinitele a dávkování superplastifikátoru Charakteristiky jemných podílů a superplastifikátoru značně ovlivňují vlastnosti malty, takže hodnotu vodního součinitele a dávkování superplastifikátoru nelze v tomto stádiu určit bez zkušebního návrhu. Proto je po určení poměrů míšení nutné otestovat samozhutni-

telnost pomocí testů U-flow, Slump-flow a Funnel test. Je nutné použít výsledků testů a metodicky posoudit, zda je hodnota vodního součinitele a dávkování superplastifikátoru větší nebo menší, než je zapotřebí. Vztahy mezi vlastnostmi malty SCC a poměru míšení jsou prozkoumány a formulovány. Těchto formulací lze použít při stanovení racionální metody upravení hodnoty vodního součinitele a dávkování superplastifikátoru tak, aby bylo dosaženo žádané deformovatelnosti a viskozity [10]. Přejímací test na staveništi Protože stupeň zhutnění konstrukce závisí zejména na samozhutnitelnosti betonu a špatnou samozhutnitelnost nelze kompenzovat konstrukčními zásahy, je nutné veškerý beton testovat na staveništi před započetím betonáže. Konvenční testy však vyžadují odběr vzorků, a to by při testování veškerého betonu bylo nesmírně pracné. Proto byla vyvinuta vhodnější testovací metoda samozhutnitelnosti [11]: • Testovací aparatura je umístěna na stavbě mezi domíchávačem a pumpou a veškerý beton se lije do testovacího aparátu. • Pokud beton aparaturou protéká, je pro danou konstrukci považován za samozhutnitelný. Pokud se tok betonu aparaturou zastaví, nemá dostatečnou míru samozhutnitelnosti a je třeba upravit poměr míšení. Uvedená aparatura byla s úspěchem použita na stavbě nádrže na zkapalně-

Obr. 25 Automatický přejímací test na staveništi Fig. 25 Automatic acceptance test at job site BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

6/2006

Obr. 26 Vztah mezi oblastí tečení a rychlostí tečení čerstvé malty ve Funnel testu s použitím různých dávek superplastifikátoru a s rozdílnými vodními součiniteli se započítáním jemných podílů Fig. 26 Relationship between flow area and funnel speed of fresh mortar with variety of water-powder ratio and superplasticizer dosage

ný zemní plyn v Ósace a ušetřila značný objem testovacích prací (obr. 25) [5]. NOVÝ

T Y P S U P E R P L A S T I F I K ÁT O R U

VHODNÝ PRO SAMOZHUTNITELNÉ BETONY

Vývoj přísad vhodných do SCC, jakými jsou např. superplastifikátory, ještě zdaleka není ukončen. Abychom dosáhli potřebných zlepšení, musíme materiály přesně charakterizovat. Požadavky na superplastifikátor vhodný do SCC jsou následující • vysoký disperzní účinek při nízkém vodním součiniteli

Obr. 29 Most Shin-kiba Ohashi Fig. 29 Shin-kiba Ohashi bridge

Obr. 28 Vztah mezi dávkováním superplastifikátoru a jeho účinkem podle použitého materiálu Fig. 28 Relationship between superplasticizer dosage and its effect in accordance with material in use

Obr. 27 Definice disperzního účinku způsobeného superplastifikátorem za použití výsledků Flow testu a Funnel testu Fig. 27 Definition of dispersing effect by superplasticizer by using flow and funnel test results

• udržení disperzního účinku po dobu nejméně dvou hodin po namíchání • menší citlivost na teplotní změny. S vývojem nových typů superplastifikátoru vhodného pro SCC jsou již určité zkušenosti. Vždy je však třeba charakterizovat disperzní účinek nezávisle na vodním součiniteli se započítáním jemných podílů. Autoři zjistili, že poměr Γm k Rm je při změnách poměru Vw/Vp (objem vody

vztažený k objemu jemných podílů) téměř konstantní v případě, že Sp/P je konstantní (obr. 26). Poměr Γm/Rm byl navržen jako index disperzního účinku způsobeného superplastifikátorem (obr. 27). Vztah mezi Sp/P a jeho účinkem Γm/Rm se výrazně odlišuje v závislosti na kombinaci použitého superplastifikátoru a materiálu jemných podílů (obr. 28) [13 a 16]. Z důvodů různého chemického působení superplastifikátoru v závislosti na volbě materiálu jemných podílů není v této fázi možné odhadnout vývoj bez experimentálních výsledků. ČINIDLA

P R O P OT L AČ E N Í

R OZ M Ě Š OVÁ N Í

SCC lze podle zkušeností vyrábět ve stejné kvalitě, zejména beze změn samozhutnitelnosti. Každá změna charakteristik použitých materiálů však může samozhutnitelnost ovlivnit. Proměnnou s nejvyšším vlivem je obsah vody v jemných

Obr. 30 Objem SCC používaného v Japonsku Fig. 30 Volume of SCC cast in Japan


6/2006

59

Obr. 31 Kotevní blok 4A mostu Akashi-Kaikyo Fig. 31 Anchorage 4A of Akashi-Kaikyo bridge

podílech, který následně ovlivňuje celkovou hodnotu vodního součinitele betonu. Některé společnosti tento problém řeší zavedením činidel pro potlačení rozměšování. Účinek těchto činidel spočívá ve snížení citlivosti betonu na celkový obsah vody. POUŽITÍ SCC

V

JAPONSKU

Současné podmínky použití SCC v Japonsku Poté, co byl na Tokijské univerzitě vyvinut prototyp SCC, rozběhl se intenzivní výzkum na mnoha místech, zejména ve výzkumných institutech velkých stavebních společností. Poprvé byl SCC použit při stavbě budovy v roce 1990. Poté byl SCC použit při výstavbě věží zavěšeného mostu z předpjatého betonu v roce 1991 (obr. 29) a dále k výstavbě hlavního nosníku zavěšeného mostu v roce 1992. Od té doby využití SCC stoupá při stavbě mnoha různých konstrukcí. Součas-

né důvody používání tohoto typu betonu jsou následující: • zkrácení doby výstavby • zajištění zhutnění celé konstrukce, zejména v zúžených místech, kde je vibrování obtížné • eliminace hluku z vibrování, což je výhodné zejména v provozech zabývajících se výrobou betonových dílů. Objem používaného SCC v Japonsku je zobrazen na obr. 30. Procentuální zastoupení SCC v oblasti transportbetonu, jehož výroba představuje 70 % veškerého betonu vyrobeného v Japonsku, je pouhých 0,1 %. Současný status SCC je „speciální beton“, není tedy považován za standardní beton. Další možnosti použití SCC jsou: • mosty (ukotvení, klenby, trámce, nosníky, věže, pilíře, spojení nosníků a trámů) • skříňové propustky • budovy • ocelové sloupy vyplněné betonem • tunely (ostění, podvodní tunely, sekundární ostění) • přehrady (betonové konstrukce) • výrobky z betonu (bloky, propustky,

Obr. 33 Podíl SCC na výrobě betonu v Japonsku Fig. 33 Volume of SCC for concrete products in Japan

Obr. 32 Ukládání SCC na segmentu tunelu Fig. 32 Casting of SCC for tunnel segment

stěny, vodní rezervoáry, desky a segmenty) • těsnící stěny • rezervoáry (boční stěny, spoje mezi bočními stěnami a deskami) • prostory pro potrubí S TAV BY V Ě T Š Í H O R O Z S A H U V současné době je SCC používán při výstavbě konstrukcí většího rozsahu z důvodu úspory času. Typickými příklady jsou ukotvení mostu Akashi-Kaikyo (úžina Akashi), visutého mostu s největším rozpětím na světě (1991 m), otevřeného v dubnu 1998 (obr. 31) [4]. SCC byl použit při výstavbě obou ukotvení mostu. Za tímto účelem byl zaveden nový systém konstrukce, který plně využívá výhod SCC. BetoObr. 34 Nový systém konstrukce založený na plném využití SCC [14] Fig. 34 New construction system achieved by making full use of SCC (proposed by Ozawa)

Samozhutnitelný beton Bez vibrací

Podíl SCC [%]

transportbeton výrobky z betonu

Menší omezení návrhů

Nový typ konstrukce

Odolnost vůči rozměšování Menší omezení v praktickém zpracování Racionální systém konstrukce

Racionální kombinace betonu a oceli

60


6/2006

nová směs byla připravena v betonárně v blízkosti stavby a na stavbu byla čerpána. Potrubím o délce 200 m byl beton dopravován na místo ukládky, kde bylo potrubí uspořádáno v řadách vzdálených od sebe 3 až 5 m. Beton byl ukládán z šoupátkových ventilů rozmístěných podél potrubí v pětimetrových intervalech. Ventily byly automaticky ovládány tak, aby bylo možné udržovat požadovanou hladinu ukládaného betonu. Maximální velikost hrubého kameniva v použitém SCC byla 40 mm. Beton padal z výšky až 3 m, a navzdory velikosti hrubého kameniva nedošlo k rozměšování. Podle závěrečné analýzy zkrátilo použití SCC celkovou dobu výstavby ukotvení o 20 %, ze 2,5 na 2 roky. SCC byl použit na výstavbu stěny nádrže na stlačený zemní plyn, která patří Ósacké plynárenské společnosti. Použití SCC při této stavbě mělo následující přednosti: • počet dávek byl snížen ze 14 na 10,

protože velikost jedné dávky betonu se zvýšila, • počet pracovníků se snížil ze 650 na 150 • doba výstavby se zkrátila z 22 na 18 měsíců. Při této stavbě byl navíc poprvé použit racionální test samozhutnitelnosti při pře-

jímce na staveništi. Ukládání betonu bylo dokončeno v červnu 1998.

Literatura: [1] Gagne R., Pigeon M., an Aï tcin P. C.: „Driver salt scaling resistance of high performance concrete“, Paul Klieger Symposium on Performance of Concrete, SP-122, ACI 1989 [2] Hayakawa M., Matsuoka Z., and Shindoh T.: „Development and application of superworkable concrete”, RILEM International Workshop on Special Concretes: Workability and Mixing, 1993 [3] Hibino M., Okuma M., and Ozawaa K.: “Role of viscosity agent in selfcompactibility of fresh concrete.” Proc. of the Sixth East-Asia, Conference on Structural Engineering and Construction, 2, 1313–1318, 1998 [4] Kashima S., Kanazawa K., Okada R., and Yoshikawa S.: “Application of selfcompacting concrete made with lowheat cement for bridge substructures of Honshu-Shikoku Bridge Authority”, Proceedings of the International Workshop of Self-Compacting Concrete, 255–261, 1999 [5] Kitamura H., Nishizaki T., Ito H., Chikamatsu R., Kamada F., and Okudata M.: “Construction of pre-stressed concrete outer tank for LNG storage using high-strength self-compacting concrete”, Proceedings of the International Workshop of Self-Compacting Concrete, 269–291, 1999

[6] Maekawa K., and Ozawa K.: “Development of SCC’s prototype.“ (japonsky), Self-Compacting HighPerformance Concrete, Social System Institute, 20–32, 1999 [7] Nagamoto N., and Ozawa K.: „Mixture proportions of self-compacting high-performance concrete“, ACI International, SP-172, 623–636, 1997 [8] Okamura H., Maekawa K., and Ozawa K.: „High-Performance Concrete“, Gihodo Publishing, 1993 [9] Okamura H. and Ozawa K.: „Mixdesign for self-compacting concrete“, Concrete Library of JSCE, 25, 107120, 1995 [10] Ouchi M., Hibino M., Ozawa K. and Okamura H.: „A rational mix-design method for mortar in self-compacting concrete“, Proceedings of the Sixth East Asia-Pacific Conference of Structural Engineering and Construction, 2, 1307–1312, 1998 [11] Ouchi M.: „State-of-the-art report on self-compactibility evaluation“, Proc. of the Internat. Workshop on Self-Compacting Concrete (CDROM), Also available from Concrete Engineering Series, 30, JSCE, 1999 [12] Ouchi M. and Edamatsu Y.: „A Simple evaluation method for interaction between coarse aggregate and mortar particles in self-compacting concrete“, Transaction of JCI, 2000

[13] Ouchi M., Hibino M., Sugamata T. and Okamura H.: „A quantitative evaluation method for the effect of superplasticiser in self-compacting concrete“, Transactions of JCI, 15–20, 2001 [14] Ozawa K., Maekawa K., Kunishima M., and Okamura H.: „Development of high-performance concrete based on the durability design of concrete structures“, Proc. of the second East-Asia and Pacific Conference on Structural Engineering and Construction (EASEC-2), 1, 445–450, 1989 [15] Shishido T., Shiraiwa S., Ishii J., Yamamoto S., and Kume H.: „Pouring works of high-fluidity concrete for immersed tunnel by steel-concrete composite structure.“ Proceedings of the International Workshop of SelfCompacting Concrete, 328–346, 1999 [16] Sugamata T., Hibino M., Ouchi M., and Omakura H.: „Effects of molecular structures of polycarboxylate polymers on cement particles dispersibility“, Concrete Library International, 38, JSCE, 2001 [17] Uno Y.: „State-of-the art report on concrete products made of SCC“, Proc. of the Internat. Workshop on Self-Compacting Concrete, 262–291, 1999

Obr. 35 Sendvičová konstrukce ponořeného tunelu Fig. 33 Sandwich structure for immersed tunnel


6/2006

VÝROBKY Z BETONU SCC se často používá při výrobě betonových stavebních dílců z důvodu odstranění hluku, který vzniká při vibračním zhutňování (obr. 32). Protože snížením hluč-

61

nosti se zlepšuje kvalita pracovního prostředí, je tím umožněno umístění takovýchto výroben i na území měst. Použití SCC navíc prodlužuje životnost používaných forem [17]. Výroba betonových dílců z SCC postupně roste (obr. 33). N E Z BY T N O S T

N O V Ý C H S TAV E B N Í C H

N ÁV R H Ů A SY S T É M Ů K O N S T R U K C E

Použitím SCC se ušetří náklady na vibrační zhutňování a zajistí se zhutnění betonové směsi v konstrukci. Celkové náklady na konstrukci však není možné vždy snížit s výjimkou staveb většího rozsahu. Je tomu tak proto, že konvenční systémy konstrukcí jsou navrhovány s předpokladem nutnosti vibračního zhutňování. SCC může značně vylepšit starší systémy konstrukcí založené na běžných betonech, které vyžadovaly vibrační zhutňování. Zhutňování, které může mít za následek rozměšování betonu, tvořilo hlav-

NOVÝ TROJSKÝ

MOST V

ní překážku v procesu racionalizace stavebních prací. Protože použitím SCC se tato překážka odstraňuje, lze systém konstrukcí z betonu racionalizovat a vyvinout nový systém včetně bednění, armatur, podpěrných systémů a návrhů konstrukcí (obr. 34). Příkladem nového systému je tzv. sendvičová struktura, v níž se beton plní do ocelového pláště. Taková struktura již byla realizována v Kóbe a bylo to umožněno pouze vývojem SCC (obr. 35) [15]. Z ÁV Ě R Metoda racionálního návrhu i vhodná metoda testování při přejímce SCC na stavbě jsou stanoveny a ověřeny, můžeme proto hlavní překážky širokého využívání samozhutnitelného betonu považovat za odstraněné. Dalším úkolem je propagace rychlého rozšiřování nových technologií výroby a použití SCC. Je taktéž třeba zavést

racionální systém školení a kvalifikace stavebních inženýrů. Mělo by také dojít k zavedení nových konstrukčních řešení, které plně využijí možností SCC. Až bude SCC využíván do té míry, že bude chápán jako standardní beton a nikoliv jako beton speciální, bude zřejmé, že jsme úspěšně přispěli k vytváření spolehlivých a trvanlivých konstrukcí s minimálními nároky na údržbu.

Prof. Hajime Okamura Kochi University of Technology, Japonsko Ass. Prof. Masahiro Ouchi Kochi University of Technology, Japonsko e-mail: [email protected] Otištěno s laskavým souhlasem autorů a redakce ACT. Překlad článku prošel terminologickou korekturou

PRAZE

Magistrát hlavního města Prahy, odbor městského investora, vyhlásil v březnu t. r. veřejnou dvoukolovou architektonicko–konstrukční soutěž o návrh koncepce konstrukčního řešení na nový městský most přes Vltavu, který spojí Holešovice a Tróju v poloze ulic Partyzánská–Povltavská. Trojský most je součástí stavby Špejchar–Pelc Tyrolka, souboru staveb Městského okruhu. Koncem října porota vyhodnotila návrhy, které postoupily do 2. kola a vybrala vítězné řešení. Tím se stal společný návrh Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. a Roman Koucký architektonická kancelář, s. r. o. (obr. 1). Druhé místo nebylo uděleno a o třetí se podělily dva návrhy projekčních kanceláří Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. (obr. 2) a Architektonický atelier a projekční kancelář ARCHicon, s. r. o. (obr. 3). Podrobnější článek o soutěži připravíme do 4. čísla časopisu v příštím roce. redakce

2)

3)

Obr. 2 Návrh projekční kanceláře Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Obr. 3 Návrh Architektonického atelieru a projekční kancelář ARCHicon, s. r. o. Obr. 1 Vítězný společný návrh Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. a Roman Koucký architektonická kancelář, s. r. o. 1)

62


6/2006

FIREMNÍ PREZENTACE C O M PA N Y P R E S E N TAT I O N

STAVENIŠTNÍ

ČERPADLA

Italská firma CIFA má ve svém výrobním programu úplný sortiment technologie pro výrobu, dopravu a ukládání betonu. Nezanedbatelnou část její produkce tvoří segment staveništních čerpadel. Staveništní čerpadla se na celkové produkci čerpadel betonu v sortimentu CIFA podílejí cca 30 % a jejich podíl neustále roste. V rámci výrobního programu se jedná o tři ucelené výrobní řady, pokrývající oblast výkonu od 37 m3/h až po 120 m3/h. Čerpadla jsou určena pro různorodé využití při čerpání betonu v tunelech, na otevřených staveništích a všude tam, kde je potřeba dopravovat beton na značné vzdálenosti, popř. do značných výšek. Konstrukční řešení a použití osvědčených čerpacích jednotek CIFA zaručuje vysokou spolehlivost čerpadel při optimálním poměru nákladů k ceně. Všechna čerpadla jsou řešena jako přívěsné soupravy k tažení za nákladním automobilem – mohou být snadno přepravována na jednotlivá pracoviště. Všechny výkonové řady jsou vybaveny tuhým jednoosým podvozkem a tažnou tyčí. Na pracovišti je čerpadlo stabilizováno čtyřmi výsuvnými patkami. Při výrobě čerpadel jsou používány vysoce otěruvzdorné materiály. S-ventil je vyráběn ze speciální oceli a má odstupňovanou tloušťku stěny. Při jeho konstrukci a uložení bylo pamatováno na jeho snadnou výměnu, čímž je šetřen neproduktivní čas. Snadná údržba a rychlé čištění stroje bylo jedním ze zadání konstruktérům. Proto jsou všechny výkonové řady staveništních čerpadel vybaveny rozvodem vody pro mytí s rychlospojkami a ostřikovací hadice jsou vybaveny mycími tryskami. Do běžné výbavy patří vodní čerpadlo s tlakem 20 bar, kabelové dálkové ovládání, souprava pro mytí potrubí, odkládací schránka s nářadím a při použití pohonu Dieselovým motorem je samozřejmostí akustický signál případné poruchy motoru. Jako pohonné jednotky jsou používány buď elektromotory s výkonem od 30 do 110 kW nebo motory DEUTZ o výkonu od 37 do 118 kW. V rámci výbavy na přání mohou být motory DEUTZ vybaveny katalyzátorem nebo vodním výfukem. K výbavě na přání patří také elektrický vibrátor na roštu násypky, vícestupňové odstředivé vodní čerpadlo s výkonem 300 l/min a tlakem 20 bar, hydraulicky hnaný vícestupňový kompresor a další položky. Ke staveništním čerpadlům je dodáván široký rozsah ocelového potrubí. Zákazník si může vybrat buď z předem stanovených sad v délce 50 m, nebo si může jednotlivé díly potrubí zvolit z nabídky dle svých vlastních potřeb. Sady potrubí obsahují rovné díly v délkách 1, 2 a 3 m, kolena různých poloměrů a úhlů, pákové spojky s těsněním a kon-

CIFA

cové gumové hadice. V jednotlivých sadách lišících se průměry (4“ nebo 5“) a tloušťkou stěny (od 3,6 po 6,5 mm dle pracovního tlaku) jsou dodávány i redukce pro menší průměry potrubí usnadňující práci betonářům na konci dopravního potrubí. Základní výkonové parametry staveništních čerpadel CIFA Vám rádi obratem zašleme. Všechny typy staveništních čerpadel CIFA


používají osvědčené čerpací jednotky s otevřeným hydraulickým okruhem. V průběhu roku 2005 byl do výroby uveden inovovaný model staveništního čerpadla typu HPC 1410/HPC 817. Změnou oproti dosavadním modelům je použití nové čerpací jednotky s uzavřeným hydraulickým okruhem typu HPC. Čerpací jednotka je vybavena S-ventilem z vysoce otěruvzdorné litiny a stejně jako u předchozích typů i tento S-ventil má proměnnou tloušťku stěny. Vymezovací kroužek mezi ventilem a otěrovou deskou umožňuje perfektní stírání betonu z desky a trvale udržuje konstantní vzdálenost mezi deskou a ventilem. Hydraulický systém s uzavřeným okruhem a reverzním chodem umožňuje dosažení vysokých provozních parametrů, zejména vysokého tlaku a výkonu. Čerpací jednotka typu HPG se vyznačuje plynulým a tichým chodem, vysokou spolehlivostí a snadnou a jednoduchou údržbou. Současně umožňuje konstrukce hydraulického okruhu snadné a rychlé přepnutí mezi nízkým provozním tlakem (HPC 1410) a vysokým tlakem (HPC 817). Základní výbava (i výbava na přání) stroje s vodní nádrží objemu 200 l a palivovou nádrží objemu 150 l je stejná jako u předchozích typů. Staveništní čerpadla HPC jsou dodávána s pohonem samostatným Dieselovým motorem DEUTZ TCD 2013 o výkonu 190 kW vybaveným přehledným elektronickým panelem pro řízení všech funkcí motoru. Motor pohání hydraulické čerpadlo s axiálními písty. Model Pohon D [kW] Max. teor. výkon [m3/h] Max. tlak na beton [bar] Max. počet cyklů [l/min] Válce (průměr x zdvih) [mm] Kapacita násypky [l] Ze strany pístnice/pístu

HPC 1410 190 136 101 36

HPC 817 190 80 172 21

200 x 2000 200 x 2000 650 Pístnice

650 Píst

Staveništní čerpadla CIFA, včetně pásového provedení CIFA PCC 907 nacházejí uplatnění na mnoha zahraničních stavbách. Celkový počet vyrobených kusů se stále stoupajícím počtem čerpadel svědčí o jejich spolehlivosti a oblíbenosti u zákazníků. CIFA je přesvědčena, že svou charakteristickou spolehlivostí a příznivým poměrem cena/výkon je schopna se na českém a slovenském trhu prosadit i v segmentu strojů pro ukládání betonu. Ing. Jaroslav Dudr AGROTEC, a. s. zastoupení CIFA pro ČR a SR Vídeňská 125, 619 00 Brno tel: 547 212 641 fax: 547 212 448 e-mail: [email protected] www.cifa.cz

6/2006

63

STANOVENÍ

POVRCHOVÝCH CHARAKTERISTIK A MIKROMECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ CEMENTOVÝCH MATERIÁLŮ ASSESSMENT OF SURFACE CHARACTERISTICS AND MICROMECHANICAL PROPERTIES OF CEMENT-BASED MATERIALS JIŘÍ NĚMEČEK, K AT E Ř I N A F O R S T O V Á Článek pojednává o metodách stanovení povrchových charakteristik cementových materiálů za pomoci mikroskopu atomových sil. Drsnosti povrchu byly vyhodnoceny pro vzorky cementových past s různými vodními součiniteli a pro různé typy přípravy povrchu vzorků. Současně byly stanoveny též mikromechanické parametry vzorků metodou nanoindentace. This paper focuses on the assessment of surface characteristics of cement-based materials using atomic force microscopy. Surface roughness was evaluated for samples of cement pastes with different water/cement ratios and prepared by different surface preparation techniques. Simultaneously, micromechanical properties of specimens have been determined by nanoindentation. Měření mechanických vlastností stavebních materiálů má dlouholetou tradici a je zakotveno v řadě předpisů a norem. Doposud se však laboratorní zkoušky zaměřovaly téměř výhradně na tzv. makromechanické testy, při kterých je testován vzorek materiálu o rozměrech srovnatelných s rozměry konstrukce (tj. cm, m). Při těchto zkouškách jsou získávány průměrné makroskopické vlastnosti materiálu bez ohledu na jejich původ v mikrostruktuře. S rozvojem mikromechanických metod, jako je nanoindentace, se otevřel prostor pro výzkum vlastností jednotlivých složek materiálu na úrovni mikrometrů až nanometrů. S využitím těchto měření jsme schopni odhalit nejen původ těchto vlastností, ale též je přesně kvantifikovat. Následně je možné pomocí výpočetních metod modelovat jejich účinek na makroúrovni. Klíčovou úlohu při mikromechanických měřeních hraje příprava povrchu vzorku, jehož hrubost musí být vždy menší než předpokládaná hloubka nanoindentační 64

zkoušky. Je-li hloubka v řádu mikrometrů, je zapotřebí připravit povrch s hrubostí desítek až maximálně stovek nanometrů. Toho pochopitelně nelze dosáhnout pouhým řezem obyčejným diamantovým kotoučem. K přípravě povrchu se užívá speciální přesné pily, po níž následuje série brousících a leštících procedur. Vlastní nanoindentační zkouška neumožňuje sledovat hrubost povrchu, avšak předpokládá jeho rovinnost. Proto je nezbytné zkontrolovat tuto hrubost jinou nezávislou metodou a určit, zda-li příprava povrchu vyhovuje stanoveným limitům anebo kvantifikovat účinek nerovností na mikromechanickou zkoušku. C Í L E A M E T O DY V Ý Z K U M U Jak bylo zmíněno, cílem měření bylo stanovení drsnosti povrchu zkoumaného materiálu, který v našem případě tvořila ztvrdlá cementová pasta. Povrch vzorků cementové pasty byl připraven různými technikami a byl zkoumán vliv použité techniky na výslednou drsnost povrchu a na stanovení souvisejících mikromechanických vlastností. Drsnost povrchu byla měřena pomocí mikroskopu atomových sil [1]. Mikroskop atomových sil je zařízení, které umožňuje rekonstruovat trojrozměrný obraz povrchu vzorku s přesností menší než nanometr. Povrch každého vzorku byl skenován na několika místech pro získání statistického souboru dat. Hrubost jeho povrchu byla zhodnocena na základě několika parametrů, které jsou zakotveny např. v normách ISO [3]. Každý vzorek byl též podroben nanoindentační zkoušce [2] a byly stanoveny jeho mikromechanické vlastnosti. Na základě statistických rozptylů změřených parametrů bylo možné usoudit na vliv přípravy povrchu při stanovení těchto vlastností. E X P E R I M E N TÁ L N Í

pickými metodami je v tom, že při zobrazení pomocí AFM není zapotřebí žádný externí zdroj částic (jako např. elektronů v elektronové mikroskopii). AFM lze použít v různých prostředích (vzduch, vakuum) a lze jím zobrazit jak vodivé, tak i nevodivé vzorky. Výhodou využití AFM je, že tato metoda je nedestruktivní a dosahuje vysokého rozlišení. AFM (obr. 1) je vybaven sondou, která rastruje povrch vzorku ostrým hrotem. Hrot je dlouhý několik mikrometrů s průměrem okolo 10 nm a je umístěn na volném konci raménka, které je dlouhé přibližně 100 μm. Raménko s hrotem je rozkmitáváno pomocí piezoelektrického principu a přibližováno k povrchu vzorku. Vzájemné silové působení mezi hrotem a povrchem vzorku způsobuje ohyb raménka. Speciální laserový detektor zaznamenává během rastrování tyto změny a na základě jejich vyhodnocení je generována trojrozměrná morfologie vzorku. Mikroskop dosahuje až atomárního rozlišení ve směru kolmém na povrch. V rovině vzorku rozlišení závisí na velikosti hrotu. Obecně platí, že čím ostřejší je hrot, tím Obr. 1 Mikroskop atomových sil – AFM Fig. 1 Atomic force microscope – AFM

TECHNIKY

Mikroskop atomových sil (AFM) Mikroskopie atomových sil patří do skupiny metod se skenovacím čidlem. Hlavní rozdíl mezi AFM a ostatními mikroskoBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

6/2006

vyšší je rozlišení obrázku. AFM je optimalizován pro analýzu extrémně malých objektů v rozsahu 0,25 nm (velikost atomu uhlíku) až 80 μm (lidský vlas) [1]. Nanoindentace Mikromechanická měření byla prováděna pomocí nanoindentace. Přístroj nanoindenter (obr. 2) se skládá z několika částí. Jádro přístroje obsahuje měřící hlavu, která je osazena miniaturním diamantovým hrotem. Hrot je zatlačován do povrchu vzorku, při čemž je měřena hloubka deformace povrchu a síla potřebná k zatlačení hrotu. Hrot má přesný tvar daný standardem. Mezi nejpoužívanější patří tzv. Berkowich (obr. 3), což je poměrně plochý třístranný pyramidální hrot se zakřivením ve špičce 40 až 100 nm. Rozlišení přístroje pro měření síly je 0,1 mN a hloubky až 0,5 nm! Mezi další části přístroje patří velmi tuhý rám a antivibrační stůl. Celý přístroj je vložen do klimatizované komory s udržovanou konstantní teplotou a vlhkostí pro zajištění stability měření. Během zkoušky přístroj zaznamenává celý pracovní diagram zkoušky, tj. hloubku zatlačení a sílu pro celou historii zatěžování – zatížení, držení zatížení, odtížení (tzv. P-h křivka, obr. 4). Výslednou fází procesu indentace je otisk hrotu, jehož trvalou (plastickou) část lze po odtížení pozorovat např. v elektronovém mikroskopu nebo skenovat pomocí AFM. Otisk hrotu na dobře připraveném (rovinném) povrchu vzorku je ukázán na obr. 6. Velikost indentu (hloubku zatlačení) lze volit v rozsahu desítek až tisíců nanometrů. Pro konkrétní vzorek se o velikosti indentu rozhoduje podle charakteristické délky jednotlivých komponent kompozitu a podle porozity vzorku. Typickou hodnotou pro vzorky cementové pasty je hloubka vpichu kolem 500 nm. Ze změřené odezvy (Ph křivky) lze odvodit celou řadu vlastností

materiálu, které odpovídají velmi malému objemu řádově srovnatelném s hloubkou vpichu. Pro vpich o hloubce 500 nm se jedná o oblast o průměru cca 2 μm. Při odtížení lze předpokládat převážně elastické chování materiálu a určit z této části křivky některé mikromechanické parametry, např. modul pružnosti [4]. V části P-h křivky, kdy je držena konstantní síla, probíhá dotvarování materiálu. Typický zatěžovací diagram je ukázán na obr. 4. Při vyhodnocení je předpokládán dokonale rovinný povrch a tomu odpovídající ideální kontaktní plocha mezi hrotem a vzorkem. Nerovnosti povrchu vedou ke špatnému odhadu této kontaktní plochy, což má vliv na vypočítaný modul pružnosti. Tato závislost je ukázána na obr. 5. Je vidět, že např. při 30% změně kontaktní plochy vlivem hrubosti povrchu je vliv na vypočítaný modul pružnosti až kolem 20 %.

Obr. 3 AFM obrázek hrotu nanoindenteru (tzv. Berkowich) Fig. 3 AFM image of nanoindenter tip (Berkowich type)

ČSN EN ISO 4287-1997 [3]. Je však nutné si uvědomit, že některé z parametrů jsou citlivé na výběrový interval, tzn. pokud budou parametry počítány z různě velké plochy vzorku, budou se i výsledky výrazně lišit. V našem případě bylo toto úskalí překlenuto použitím stejného počtu měření na několika náhodně vybraných plochách vzorku. Pro účely srovnání měly tyto plochy vždy stejné rozměry. Povrchové charakteristiky lze rozdělit do několika skupin. Jsou to: • parametry popisující rozsahové vlastnosti Obr. 6 AFM obrázek otisku hrotu v povrchu vzorku Fig. 6 AFM image of the tip imprint into sample surface

Povrchové charakteristiky Důležitým faktorem při hodnocení povrchové kvality je výběr vhodného parametru, který ji může charakterizovat. Zde je možné se opřít o poměrně novou normu Obr. 5 Závislost vyhodnoceného modulu pružnosti na změně kontaktní plochy Fig. 5 Dependence of evaluated modulus of elasticity on the deviation from contact area

Obr. 4 Typický zatěžovací diagram síla x hloubka zatlačení hrotu Fig. 4 Typical loading diagram load vs. depth of penetration

#

DZWd\O[]RcZ ^`cÐ\]abWIK

AZOI[
Obr. 2 Nanoindenter Fig. 2 Nanoindenter

#

"

$

&

" #

&

!

#

H[\OY]\bOYb\^Z]QVgIK

6Z]cPYOI\[K


!

6/2006

65

• parametry popisující prostorové uspořádání • smíšené parametry • parametry popisující plochy a objemy • některé funkční parametry Do první skupiny patří např. střední aritmetická odchylka definovaná jako:

AO =

; < ∑∑ V ; < W= X= WX

nebo střední kvadratická odchylka (tzv. RMS – Root-Mean-Square Deviation of the Surface):

A_ =

; < ∑∑ h ; < W= X= WX

( )

,

kde M a N je počet měřených bodů ve dvou směrech a hij je výška v tomto bodě. Tyto parametry jsou vhodné pro popis neuspořádaných povrchů, jako je případ cementové pasty a byly použity též pro charakteristiku našich vzorků. Do druhé skupiny parametrů lze zařadit např. tzv. „hustotu špiček na povrchu“ nebo „vzhled textury povrchu“, „směr textury povrchu“ atd. Tyto parametry jsou vhodné spíše pro popis periodických struktur, což není případ cementové hmoty. POPIS EXPERIMENTU Na výsledný povrch vzorku a jeho drsnost má vliv řada faktorů. Jedna skupina faktorů je dána vlastním charakterem vzorků, jako je např. jejich tvrdost, porozita, stupeň hydratace atd. Další skupina faktorů je dána použitou technikou přípravy povrchu. Pro naše účely bylo zhotoveno několik vzorků z portlandského cementu CEM I–42,5R, které byly uloženy ve vodě po dobu čtyř měsíců. Vzorky se lišily vodním součinitelem, a to v rozmezí w/c = 0,4 až 0,5 pro dosažení různé porozity a stupně hydratace. Vzorky byly odlity v plastových formách o průměru 35 mm a následně nařezány na plátky o tloušťce cca 4 mm, což je velikost vhodná pro umístění jak v AFM, tak nanoindenteru. Vzorky byly podrobeny třem typům přípravy povrchu: • typ DSC: řez přesnou diamantovou pilou chlazený vodou, • typ MP: řez a broušení na strojové leštičce brusnými papíry do hrubosti 2000 na mokro, • typ HP: úprava DSC+MP a navíc ruční 66

doleštění na brusných papírech hrubosti 2000 na sucho. Všechny vzorky a typy úprav byly postupně skenovány v AFM na několika (dvaceti) místech vzorku (vždy plocha 150 x 150 μm) pro zjištění globálních charakteristik vzorku a též lokálně na plochách o rozměrech 30 x 30 μm. Globální charakteristiky popisují vliv přípravy vzorku na výslednou hrubost povrchu, zatímco lokální charakteristiky lépe odpovídají situaci při nanoindentaci. Pro všechny kombinace byla též měřena i mikromechanická odezva pomocí nanoindentace a vyhodnocen modul pružnosti hydratované fáze cementového vzorku metodou Oliver-Pharr [4]. Výsledky měření Globální parametry Sa i Sq ukazují, že přípravy povrchu přesnou diamantovou pilou (DSC) a též strojní leštičkou (MP) jsou velmi podobné a dosahují hodnot kolem 1500 až 1900 nm (tab. 1). Lokálně lze dosáhnout menší hrubosti, cca 500 až 700 nm (tab. 3). Tyto hodnoty jsou stále nepřijatelné pro nanoindentaci, kde hloubka vpichu se pohybuje kolem 500 nm. Za pomoci ručního doleštění (HP) se podařilo snížit tyto hodnoty pod cca 50 nm (tab. 1 a 3). Pouze u vzorků w/c = 0,5 neklesla hodnota globální drsnosti výrazně pod 500 nm, a to z důvodu poměrně značného množství velkých pórů, které jsou při tomto vodním sou-

činiteli pasty běžné. Lokálně (mimo tyto póry) však hodnoty drsnosti leží opět pod 50 nm. Trojrozměrné obrázky povrchu z měření AFM jsou na obr. 7. Stejnou situaci zachycuje záznam kolmého řezu na povrch (obr. 8) Nenahraditelnost ručního leštění je zde evidentní. Hodnoty drsnosti povrchu po ručním doleštění kolem několika desítek nanometrů leží hluboko pod hodnotami dosaženými pomocí strojní leštičky. Změřené drsnosti povrchu jsou zhruba srovnatelné pro všechny vodní součinitele cementové pasty. Mikromechanické parametry hydratované cementové pasty měřené nanoindentací byly vyhodnoceny na leštěných vzorcích (HP), kde je vliv hrubosti vzorku minimální. Velikost tohoto vlivu je obsažena v rozptylu hodnot modulu pružnosti. Výsledky měření shrnuje obr. 9. Je vidět, že průměrné hodnoty modulu pružnosti se mírně zmenšují s rostoucím vodním součinitelem, což odpovídá rostoucí porozitě vzorku. Vyznačené směrodatné odchylky parametru se pohybují v jednotkách GPa, tj. kolem 10 %. Mikromechanická měření byla provedena též na vzorcích typu DSC a MP. Zde rozptyly hodnot vyhodnoceného modulu pružnosti dosahovaly řádu desítek GPa (50 až 60 %) a byly tudíž srovnatelné s hodnotou vlastního modulu pružnosti. Měření pouze prokázala fakt, že standardní vyhodnocení mikromechanických parametrů z nanoindetace je pro takto

Tab. 1 Globální drsnosti povrchu – parametr Sq [nm] pro různé úpravy povrchu (řez diamantovou pilou – DSC, leštění na stroji – MP, ruční leštění – HP) na ploše 150 x 150 μm Tab. 1 Global surface roughness – Sq [nm] parameter for different surface preparations (diamond saw cut – DSC, machine polishing – MP, hand polishing – HP) at area 150 x 150 μm w/c

DSC

MP

HP

0,40

1417 ± 350

1501 ± 258

66 ± 15

0,45

1873 ± 217

1373 ± 380

68 ± 21

0,50

1714 ± 381

1460 ± 358

475 ± 189

Tab. 3 Lokální drsnosti povrchu – parametr Sq [nm] pro různé povrchové úpravy povrchu (řez diamantovou pilou – DSC, leštění na stroji – MP, ruční leštění – HP) na ploše 30 x 30 μm Tab. 4 Local surface roughness- Sq [nm] parameter for different surface preparations (diamond saw cut – DSC, machine polishing – MP, hand polishing – HP) at area 30 x 30 μm w/c

DSC

MP

HP

0,40

558 ± 165

683 ± 202

25 ± 6

0,45

694 ± 159

568 ± 157

16 ± 6

0,50

690 ± 284

471 ± 175

45 ± 22


6/2006

Obr. 7 AFM obrázek povrchu vzorku cementové pasty w/c = 0,4 pro různé povrchové úpravy vzorku, a) řez pilou – DSC, b) leštění na stroji – MP, c) ruční leštění – HP Fig. 7 AFM image of the surface of cement paste sample w/c = 0.4 measured for different preparation techniques: a) diamond saw cutting – DSC, b) machine polishing – MP, c) hand polishing HP.

hrubé vzorky zatíženo obrovskou chybou. Pokud zkombinujeme dosažené výsledky rozptylů modulu pružnosti s grafem na obr. 5 dospějeme k závěru, že pro špatně naleštěné povrchy může být chyba při stanovení kontaktní plochy hrotu nanoindenteru více než 50 %! SHRNUTÍ Článek se zabývá hodnocením drsnosti povrchu cementové pasty při aplikaci různých typů jeho přípravy. Ukázalo se, že použití přesné diamantové pily a strojní leštičky lze připravit povrch s drsností kolem 1 500 až 1 900 nm. Lokálně lze nalézt plochy s hodnotami drsnosti cca Literatura: [1] Morita S., Wiesendanger R., Meyer E.: Noncontact Atomic Force Microscopy (Springer, 2002) [2] Fischer-Cripps A. C.: Nanoindentation (Springer, 2002) [3] ISO 4287-1997: „Geometrical Product Specifications (GPS) – Surface texture: Profile method – Terms, definitions and surface texture parameters” [4] Oliver W. C, Pharr G. M.: “An improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments”, Journal of Material Research 7 (1992) 1564-1583

b)

c)

Obr. 8 Profil výšek v řezu kolmém na povrch vzorku w/c = 0,4 pro různé úpravy povrchu (DSC – červeně, MP – zeleně, HP – modře) Fig. 8 Profile of heights in the cross-section perpendicular to the surface for sample w/c = 0.40 and different surface preparations (DSC in red, MP in green, HP in blue)

500 až 700 nm. Takto připravený povrch není možné použít pro nanoindentaci, protože chyba při vyhodnocení mikromechanických vlastností (např. modulu pružnosti) dosahuje až kolem 50 %. Pro kvantitativně správné vyhodnocení mikromechanických parametrů je zapotřebí připravit povrch s drsností menší než několik desítek nanometrů. Toho lze dosáhnout ručním doleštěním vzorku. Bylo zjištěno, že vodní součinitel, který ovlivňuje např. porozitu vzorku, nemá ve zkoumaném intervalu w/c = 0,4 až 0,5 prakticky vliv na výslednou drsnost povrchu. Vliv vodního součinitele se projevil ve vyhodnoceném modulu pružnosti tak, že s rostoucím vodním součinitelem mírně klesá modul pružnosti hydratované fáze cementového vzorku. To odpovídá jeho rostoucí porozitě. Výsledky drsnosti povrchu byly dosaženy s pomocí mikroskopu atomových sil. Tento přístroj umožňuje s velkou přesností rekonstruovat 3D povrch vzorku v subnanometrické oblasti. Toho lze využít nejen pro stanovení jeho drsnosti, ale též pro kontrolu vpichů po nanoindentaci. Měření mikromechanických vlastností za pomoci nanoindenteru vyžaduje dokonalou přípravu povrchu v řádu desítek nanometrů. Nejvhodnější metodou byla vyhodnocena kombinace metod strojního a ručního leštění. Konečnou fází přípravy povrchu je ruční doleštění vzorku, které se ukazuje být jako doposud nejefektivnější a nenahraditelnou složkou při přípravě vzorku.


6/2006

;]RcZ^`cÐ\]abW I5>OK

a)

!

"

"#

#

D]R\a]cxW\WbSZ^Oabg

Obr. 9 Modul pružnosti hydratované cementové pasty měřený pomocí nanoindentace pro různé vodní součinitele (úprava povrchu HP) Fig. 9 Modulus of elasticity of hydrated cement paste measured by nanoindentation for different water/cement ratios (surface preparation HP)

Článek vznikl za laskavé podpory GAČR (projekt 103/06/1856).

Ing. Jiří Němeček, Ph.D. tel.: 224 354 309 e-mail: [email protected] Ing. Kateřina Forstová tel.: 224 354 823 e-mail: [email protected] oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze Katedra mechaniky Thákurova 7, 166 29 Praha 6 http://mech.fsv.cvut.cz

67

Č S N E N 19 91- 1- 3 E U R O KÓ D 1 : Z AT Í Ž E N Í KO N ST R U KC Í – Č ÁST 1- 3 : O B E C N Á Z AT Í Ž E N Í – ZATÍŽENÍ SNĚHEM A ZMĚNA Z3 ČSN 73 0035 ZATÍŽENÍ STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ

Č S N E N 19 91- 1- 3 E U R O C O D E 1 : A C T I O N S O N S T R U C T U R E S – P A R T 1- 3 : G E N E R A L A C T I O N S – S N O W L O A D S ; T H E AM E N DM E NT Z3 ČSN 73 0035 ACTIONS ON STR UCTU R ES MAR I E STU DN IČ KOVÁ Změna Z3 ČSN 73 0035 ruší kapitolu V. A Zatížení sněhem a nahrazuje ji evropskou normou ČSN EN 1991-1-3. Změnami se zavádí nová mapa sněhových oblastí ČR ke všem platným českým normám zatížení sněhem. Chapter V. A Snow actions in ČSN 73 0035 is abolished by Amendment Z3. This chapter is replaced with ČSN EN 1991-1-3. The amendments introduce the new Map of snow load regions in the Czech Republic to all Czech snow load standards valid. V zimě 2005/2006 došlo na území České republiky při zatížení sněhem k řadě porušení nebo zřícení střech, ačkoli se podle meteorologů nejednalo o výjimečně tuhou zimu s extrémním spadem sněhu, ale spíše o návrat od zim mírných k zimám dříve běžným. Velké množství porušených střech opět po delší době nastolilo otázku, zda je zatížení sněhem v ČSN 73 0035 stanoveno správně.

Jak už bylo zveřejněno např. v [1], bylo zatížení sněhem v ČSN 73 0035 [3] stanoveno ze souborů ročních maxim vodní tíhy sněhu pro střední dobu návratu 100 let, ale tyto hodnoty byly redukovány součinitelem 1,7, čímž se střední doba návratu zkrátila přibližně na 10 let. Takto redukované hodnoty byly uvedeny jako tzv. základní tíha sněhu s0 v mapě sněhových oblastí ČSSR, která je přílohou č. 4 normy [3]. Když se po letošní zimě ukázalo, že hodnoty s0 jsou příliš nízké, bylo po řadě jednání rozhodnuto provést radikální změnu kapitoly V. A Zatížení sněhem v ČSN 73 0035 [3]. V současné době platí na území České republiky pro zatížení sněhem kromě ČSN 73 0035 ještě předběžná evropská norma ČSN P ENV 1991-2-3 [4] a evropská norma ČSN EN 1991-1-3 [5], které byly přejaty do soustavy českých technických norem. Norma [4] se použije pro stanovení zatížení sněhem při návrhu stavební konstrukce podle předběžných evropských norem (ČSN P ENV 1991 až 1999). Norma [5] je určena pro použití

při návrhu podle definitivních evropských norem tzv. Eurokódů (ČSN EN 1990 až 1999). V evropských normách [4, 5] se při stanovení zatížení sněhem vychází z tzv. charakteristické hodnoty zatížení sněhem sk, která se stanoví ze statistického zpracování souboru ročních maxim vodní tíhy sněhu pro pravděpodobnosti překročení 0,02 (neboli hodnoty, která je dosažena nebo přestoupena jednou za 50 let). Pro revizi ČSN 73 0035 bylo třeba rozhodnout, pro jaké výchozí parametry bude zpracována nová mapa sněhových oblastí a jak se změní znění kapitoly V. A Zatížení sněhem [3]. Vzhledem k tomu, že evropská norma ČSN EN 1991-1-3 [4] má od roku 2010 beze zbytku nahradit kapitolu V. A Zatížení sněhem [3], schválila TNK 38 Spolehlivost stavebních konstrukcí následující zásady pro Změnu Z3 ČSN 73 0035: • Aktualizovaná mapa sněhových oblastí ČR bude vypracována v ČHMÚ s využitím údajů o vodní tíze sněhu z období let 1961 až březen 2006. Mapa bude uvádět charakteristické hodnoty zatížení sněhem sk, které odpovídají střední době návratu 50 let. Takto jsou hodnoty zatížení sněhem definovány v evropských normách (Eurokódech) viz [4, 5]. • Zpracovatelé posoudí, jakým způsobem má být změna normy provedena. Obecné mínění odborníků se přiklánělo k razantní změně spočívající ve zrušení kapitoly V. A Klimatická zatížení – Zatížení sněhem a nahrazení této kapitoly evropskou normou ČSN EN 1991-1-3 [5]. AKTUALIZOVANÁ MAPA SN Ě HOV ÝC H OBLASTÍ Č R V souvislosti se Změnou Z3 k ČSN Obr. 1 Mapa sněhových oblastí na území České republiky Fig. 1 Map of snow load regions in the Czech Republic

68


6/2006

73 0035 [8] dochází také ke změně Z1 u ČSN P ENV 1991-2-3 [6] a u ČSN EN 1991-1-3 [7]. Tyto změny ruší platnost dosavadních map sněhových oblastí uvedených v samostatných přílohách k [4, 5]. Mapy jsou nahrazeny novou mapou sněhových oblastí, která je ve smyslu změny Z3 k ČSN 73 0035 také nově platnou mapou k [3]. Nová mapa sněhových oblastí byla zpracována podle zásad uvedených výše a je uvedena na obrázku 1. V současné době je již vystavena na webových stránkách ČHMÚ (http://www.chmi.cz/ meteo/ok/infklim.html) a je možné s ní pracovat jako s obrázkem. Nová mapa je přílohou Změny Z1 ČSN EN 1991-1-3. Všechny uvedené změny jsou zveřejněny v říjnovém Věstníku ČNI a jsou platné od listopadu 2006. Změny je možné zakoupit v prodejně norem ČNI i přes internet (www.cni.cz). ZMĚNA Z3 ČSN 73 0035 Změnou Z3 se ruší text oddílu A Zatížení sněhem v kapitole V. Klimatická zatížení a zavádí se, že zatížení sněhem se stanoví podle ČSN EN 1991-1-3:2005 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 13: Obecná zatížení – Zatížení sněhem [5] s úpravami. Tyto úpravy jsou vyjmenované ve změně [8]. Č S N E N 19 91- 1- 3 : 2 0 0 5 E U R O K Ó D 1 : Z AT Í Ž E N Í K O N S T R U K C Í – Č Á S T 1- 3 : O B E C N Á Z AT Í Ž E N Í – Z AT Í Ž E N Í S N Ě H E M Norma pro zatížení sněhem ČSN EN 1991-1-3 [5] se změnou ČSN EN 19911-3/Z1 2006 [7] uvádí způsob stanovení zatížení sněhem pro celé území ČR. První část normy je překlad anglického originálu EN 1991-1-3:2003, druhou část tvoří národní příloha, která má na území České republiky normativní charakter a uvádí tzv. národně stanovené parametry a doplňující informace k některým článkům, u kterých to článek umožňuje. Norma [5] má šest kapitol, dvě normativní a tři informativní přílohy a národní přílohu (NP). Součástí národní přílohy je mapa sněhových oblastí na území České republiky, která byla změnou [7] aktualizována. Jednotlivé kapitoly a přílohy jsou uvedeny takto: 1 Všeobecně 2 Klasifikace zatížení 3 Návrhové situace

4 Zatížení sněhem na zemi 5 Zatížení sněhem na střechách 6 Místní účinky Příloha A (normativní) Návrhové situace a uspořádání zatížení pro různé lokality Příloha B (normativní) Tvarové součinitele pro zatížení výjimečným navátím sněhu Příloha C (informativní) Evropské mapy zatížení sněhem na zemi Příloha D (informativní) Úprava zatížení sněhem na zemi podle doby návratu Příloha E (informativní) Objemová tíha sněhu Národní příloha NA (informativní) Národně stanovené parametry a doplňující informace Všeobecně V kapitole jsou uvedeny jevy, které v normě nejsou zohledněny, jde zejména o: • zatížení rázem způsobené sklouznutím nebo pádem sněhu z vyšší úrovně střechy; • přídavné zatížení větrem, které může vzniknout při změně tvaru nebo velikosti stavby vlivem sněhové nebo ledové vrstvy; • zatížení v oblastech, kde leží sníh celý rok; • zatížení námrazou; • boční zatížení sněhem (např. boční síly způsobené návějí); • zatížení mostů sněhem. Dále jsou zde uvedeny normativní odkazy, termíny a definice a značky. Klasifikace zatížení Zatížení sněhem se uvažuje jako proměnné (dříve nahodilé) pevné zatížení. Jde o zatížení statické. Návrhové situace Zatížení sněhem se musí určit pro každou návrhovou situaci stanovenou podle ČSN

EN 1990:2004, článek 2.3. Vzhledem k tomu, že výjimečné sněhové podmínky se v České republice nevyskytují, uvažují se pro zatížení sněhem trvalé nebo dočasné návrhové situace. Zatížení sněhem na zemi Při stanovení zatížení sněhem na střechách se vychází z charakteristické hodnoty zatížení sněhem sk (zatížení sněhem na zemi). Charakteristická hodnota zatížení je v soustavě Eurokódů základní hodnotou pro všechny druhy zatížení a je definována v ČSN EN 1990:2004. Charakteristická hodnota sk je stanovena jako 2% kvantil ročních maximálních hodnot vodní tíhy sněhu. Charakteristické hodnoty zatížení sněhem sk jsou uvedeny v aktualizované mapě sněhových oblastí na území ČR, která je na obrázku 1. Tato mapa je platná od listopadu 2006 jako příloha ke všem současně platným českým normám pro zatížení sněhem [3, 4, 5]. Zatížení sněhem na střechách Sníh může být na vyšetřované konstrukci uspořádán v různých tvarech v závislosti na tvaru střechy, jejích tepelných vlastnostech, drsnosti povrchu, množství tepla pronikajícího střechou zespodu, vzdálenosti od dalších konstrukcí, na okolním terénu a místním klimatu, tj. zejména na větrnosti, kolísání teplot, typu srážek (sníh nebo déšť) apod. Dále může být zatížení sněhem způsobeno hromaděním sněhu z různých směrů a postupnou kumulací sněhu z jednotlivých přeháněk. Při návrhu konstrukce se obvykle zanedbává většina vyjmenovaných jevů a příčin a bere se v úvahu zejména tvar plochy vystavené sněhu a konfigurace sněhové pokrývky při bezvětří. Tab. 1 Doporučené hodnoty součinitele Ce pro různé typy krajiny Tab. 1 Recommended values of Ce for different topographies Ce 0,8 1,0 1,2

Typ krajiny otevřená a) normální b) chráněná c)

a) Otevřený typ krajiny: rovná plocha bez překážek, otevřená do všech stran, nechráněná nebo jen málo chráněná terénem, vyššími stavbami nebo stromy. b) Normální typ krajiny: plochy, kde nedochází na stavbách k výraznému přemístění sněhu větrem kvůli okolnímu terénu, jiným stavbám nebo stromům. c) Chráněný typ krajiny: plochy, kde je uvažovaná stavba výrazně nižší než okolní terén nebo je stavba obklopena vysokými stromy a/nebo vyššími stavbami.


6/2006

69

Pro posouzení konstrukce v normálních podmínkách se zpravidla uvažují dva zatěžovací stavy: • rovnoměrné zatížení způsobené napadnutím sněhu za bezvětří, • nerovnoměrné zatížení střechy způsobené návějí. Zatížení sněhem s na střeše se v trvalé a dočasné návrhové situaci určí ze vztahu s = μi Ce Ct sk

(1)

kde μi je tvarový součinitel zatížení sněhem, sk je charakteristická hodnota zatížení sněhem na zemi [kNm-2], Ce součinitel expozice a Ct tepelný součinitel. Zatížení sněhem s a sk se považuje za svisle působící rovnoměrné zatížení, které je vztaženo k půdorysné ploše střechy. Tvarový součinitel μi závisí na tvaru střechy a je v dokumentu [5] uveden pro celou řadu běžných tvarů.

Součinitel expozice Ce zahrnuje možné sfoukávání sněhu se střechy a tepelný součinitel Ct vyjadřuje vliv odtávání sněhu se střechy od tepla prostupujícího střešním pláštěm. Způsob stanovení součinitelů pro ČR je upřesněn v NP normy [5]. Součinitel expozice Ce má obvykle hodnotu 1,0. Přesto jsou v některých místech povětrnostní podmínky natolik významné, že sníh lze uvažovat hodnotou vyšší nebo nižší než 1. V národní příloze se uvádí možnost využít tabulky 1 a stanovit hodnotu součinitele Ce jinou než 1. Součinitel teploty Ct má obvykle hodnotu 1,0. Pro střechy s velkým prostupem tepla (> 1 W/m2k), např. pro neizolované skleněné střechy, se součinitel uvažuje hodnotou menší než 1,0, neboť odtávání vrstvy sněhu snižuje zatížení střechy sněhem. V národní příloze se umožňuje stanovení hodnoty Ct menší než 1 postupem uvedeným v příloze D normy ISO

4355. Hodnota Ct, která se použije pro výpočet, však nesmí být menší než 0,8. Tvarové součinitele střech Součinitele μi jsou v EN 1991-1-3 [1], kapitole 5 definovány pro normální podmínky zejména pro sedlové, pultové, válcové a střechy vícelodních budov, dále pro střechy různých úrovní se zvýšenou možností návějí. V příloze B jsou uvedeny tvarové součinitele pro střechy ve zvláštních klimatických oblastech. Příloha B se na území ČR nepoužívá. Pro pultové a sedlové střechy a střechy vícelodních budov se uvažují dva součinitele μ1 a μ2 v závislosti na sklonu střechy α podle tabulky 2 a obrázku 2. Způsob uplatnění tvarových součinitelů μ1 a μ2 je patrný z obrázku 3, který rovněž ukazuje zatěžovací stavy doporučené v dokumentu [5]. Z tabulky plyne, že základní tvarový součinitel μ1 je pro ploché střechy (úhel α je roven nule) roven hodnotě 0,8 (ne 1,0 jako podle původní ČSN 73 0035 [3]). Pro válcové střechy je uvažován součinitel μ3 v závislosti na poměru převýšení h k rozpětí l podle obrázku 4, který platí pro tečný úhel (obr. 5) β ≤ 60° (pro β > 60° je μ3 = 0). Příklad zatížení (dva zatěžovací stavy) válcové střechy podle dokumentu [5] je na obrázku 5. Národní příloha k [5] zavádí pro některé

Tab. 2 Tvarové součinitele μ1 a μ2 pro pultové a sedlové střechy a střechy vícelodních budov Tab. 2 Snow load shape coefficients μ1 and μ2 – monopitched and pitched roofs Tvarové součinitele

0° ≤ α ≤ 30° 0,8 0,8 + 0,8 α/30

μ1 μ2

Úhel α sklonu střechy podle obrázku 3 30° < α < 60° 0,8 (60 – α)/30 1,6

Obr. 3 Zatížení pultové a sedlové střechy a střechy vícelodních budov Fig. 3 Snow loads on monopitched, pitched and multi-span roofs

N $

N

&

α ≥ 60° 0,0 –

N N

Stav (i)

μ 1(α 1)

μ 1(α2)

Stav (ii)

0,5μ 1(α1)

μ 1(α 2)

Stav (iii)

μ 1(α1)

μ1

#

!

"#

B

α

0,5 μ 1(α 2)

Obr. 2 Tvarové součinitele zatížení sněhem Fig. 2 Snow load shape coefficients Obr. 4 Tvarový součinitel μ3 pro válcové střechy, pro β ≤ 60° Fig. 4 Snow load shape coefficient μ3 for cylindrical roof

α1 α2

Stav(i)

μ1(α2)

μ1(α1)

μ3

μ1(α2)

μ1(α1)

μ2(α)

α = (α1 + α2 )/2

Stav (ii) μ1(α2)

VZ+&

μ1(α1)

70

α1

!

"

#

α2

α1

α2

VZ


6/2006

Případ (i)

0,8

3

3

μ1

Stav ( i)

2

μ3

Případ (ii) 0,5μ 3 l s/4

l s/4

l s/4

l s/4

Stav ( ii)

μS

μ2

μW

β

h

60°

h

60°

ls

ls

b

b h/b μ3

Obr. 5 Zatížení válcové střechy Fig. 5 Snow load for cylindrical roof

válcové střechy na území ČR další zatěžovací stav uvedený na obrázku 5a. Zvláštním případem je střecha přiléhající k vyšší konstrukci. Obrázek 6 ukazuje jednoduché uspořádání různých výšek dvou sousedních střech. Pokud je nižší střecha plochá, uvažuje se μ1 = 0,8, μ2 = μs + μw , kde μs je tvarový součinitel zatížení v důsledku sesuvu sněhu, μw tvarový součinitel v důsledku navátí sněhu, který dále závisí na délce návěje ls vyznačené schematicky na obrázku 6. Podrobný návod, jak stanovit oba součinitele μs a μw , je uveden v [5]. Místní účinky V této kapitole jsou uvedeny tvarové součinitele, které se použijí pro výpočet zatížení od návějí na výstupky a překážky, zatížení okrajů střechy a zatížení sněžníků. P Ř Í LO H Y Příloha A Přílohu A tvoří tabulka A.1, která definuje návrhové situace a uspořádání zatížení pro různé lokality. V tabulce je uveden případ A uspořádání zatížení při trvalé nebo dočasné návrhové situaci, kdy nedochází k výjimečnému zatížení sněhem, a případy B1, B2 a B3 uspořádání zatížení pro trvalé, dočasné i mimořádné návrhové situace v lokalitách, kde může docházet k výjimečnému navátí a spadu sněhu.

1/8 1,45

α h

1/6 1,8

≥1/5 2,0

Obr. 5a) Další zatížení válcové střechy podle národní přílohy Fig. 5a) Another snow load for cylindrical roof to National Annex

Za výjimečné sněhové podmínky lze považovat taková zatížení sněhem, která nelze popsat jediným rozdělením pravděpodobnosti, případně kdy základní hodnoty zatížení sněhem jsou kolem nuly. V podmínkách České republiky roční maxima zatížení sněhem dosti dobře odpovídají Gumbelovu rozdělení, takže výjimečná zatížení sněhem není třeba uvažovat. Maximální hodnoty zatížení sněhem pro dobu návratu 50 let jsou charakteristickými hodnotami zatížení sněhem podle definice v odstavci 3.1 normy. Z těchto hodnot se vychází při výpočtu zatížení od sněhových návějí, jak je pro různé tvary střech uvedeno v kapitolách 5 a 6 normy. Z tabulky A.1 se pro zatížení sněhem na území ČR použije pouze případ A. Také v oblastech, ve kterých je v mapě sněhových oblastí doporučeno zjistit hodnoty zatížení sněhem od ČHMÚ, se použije případ A, protože vyšší hodnoty zatížení sněhem jsou již obsaženy v charakteristických hodnotách příslušejících dané lokalitě. Na území ČR se nepředpokládá, že zatížení sněhem se může vyskytnout jako výjimečné zatížení v mimořádné návrhové situaci. Příloha B V příloze B jsou uvedeny tvarové součinitele zatížení sněhem od výjimečných sněhových návějí pro některé typy střech. Zatížení podle přílohy B se uvažují jako jediné zatížení střechy, protože se před-


μ1 ls

6/2006

b1

b2

Obr. 6 Zatížení střechy přiléhající k vyšší konstrukci. Fig. 6 Snow load for roofs abbuting to taller construction works

pokládá, že uspořádání sněhu na střeše vzniklo při jednom přechodu fronty doprovázené hustým sněžením a silným větrem. Sněhová pokrývka v těchto oblastech mezi jednotlivými frontami taje a mizí. K těmto jevům dochází zejména v přímořských oblastech a v nížinách. Na území ČR jsou tyto typy zatížení obsaženy v základní části normy v kapitolách 5 a 6 (jak bylo uvedeno výše) a použití přílohy B se zatím nepředpokládá, protože nejsou k dispozici zpracované meteorologické údaje. Pokud projektant navrhuje konstrukci na území jiného státu CEN, může být v národní příloze k ENV 1991-1-3 předepsáno použití této přílohy B pro určité lokality příslušné země. Přílohy C, D, E Přílohy C, D a E jsou informativní a jejich použití se v národní příloze doporučuje. Příloha C obsahuje mapy sněhových oblastí všech zemí sdružených v CEN. Po zavedení změny Z1 [7], neodpovídá mapa sněhových oblastí ČR uvedená v příloze C aktuální mapě platné na území ČR. Příloha D uvádí vzorce, které se použijí pro výpočet zatížení sněhem na zemi podle doby návratu. Příloha E stanoví průměrné hodnoty objemové tíhy čerstvého, ulehlého, starého a mokrého sněhu. Národní příloha Národní příloha definuje národně sta71

novené parametry u 25 článků a tabulky A. 1. Většina článků národní přílohy se týká doporučení použití informativních příloh a pokynů k použití normativních příloh. Součástí národní přílohy je aktualizovaná mapa sněhových oblastí na území ČR, viz obrázek 1 (podle [7]), ve které jsou uvedeny charakteristické hodnoty zatížení sněhem sk. Z ÁV Ě R Změnou Z3 k ČSN 73 0035 [3] se zavádí používání evropské normy pro zatížení sněhem ČSN EN 1991-1-3:2005 [5] a změny k této normě [7] od listopadu 2006. Tímto krokem dojde ke sladění našich normalizačních dokumentů v oblasti zatížení sněhem s dokumenty evropskými a návrhové hodnoty zatížení sněhem budou odpovídat definici uvedené v Eurokódech. Použitím aktualizované mapy zatížení sněhem na území ČR [7] a postupem výpočtu podle Eurokódu [5] se stanoví ve většině případů zatížení sněhem větší než dosud. Projektant má možnost snížit zatížení sněhem v odůvodněných případech několika následujícími způsoby.

Může si vyžádat hodnotu charakteristického zatížení sněhem sk přímo pro danou lokalitu u ČHMÚ. Může také s ohledem na místní podmínky použít hodnotu zatížení sk v místě obvyklou. Místní úřad může např. od ČHMÚ zjistit hodnotu zatížení sk pro příslušnou obec, kterou pak na požádání bude sdělovat projektantům a dalším zájemcům. Podle ČSN 73 0031 lze také aplikovat zásady diferenciace spolehlivosti podle kapitoly 5 a využít součinitele účelu γn menšího než 1. Dále lze využít snížení hodnot součinitelů expozice Ce a tepelného součinitele Ct ve vzorci pro výpočet sk [7]. Mapa zatížení sněhem na území ČR je dostupná na webových stránkách ČHMÚ (http://www.chmi.cz/meteo/ok/infklim. html) a je možné s ní pracovat jako s obrázkem.

Ing. Marie Studničková, CSc. Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 168 00 Praha 6 tel.: 224 353 503 e-mail: [email protected]

Literatura: [1] Studničková M.: Zatížení sněhem na území České republiky. Stavební listy 3/2006 [2] Háša P.: Diskusní příspěvek k článku „Zatížení sněhem na území České republiky“. Stavební listy 3/2006 [3] ČSN 73 0035:1986 Zatížení stavebních konstrukcí. ÚNMZ, 1986 [4] ČSN P ENV 1991-2-3:1997 Zásady navrhování a zatížení konstrukcí – Část 2-3: Zatížení konstrukcí – Zatížení sněhem. ČNI, 1996 [5] ČSN EN 1991-1-3:2005 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 1-3: Obecná zatížení – Zatížení sněhem. ČNI, 2005 [6] ČSN P ENV 1991-2-3 Změna Z1 Zásady navrhování a zatížení konstrukcí – Část 2-3: Zatížení konstrukcí – Zatížení sněhem. ČNI, 2006 [7] ČSN EN 1991-1-3 Změna Z1 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí – Část 1-3: Obecná zatížení – Zatížení sněhem. ČNI, 2006 [8] ČSN 73 0035 Změna Z3 Zatížení stavebních konstrukcí. ČNI, 2006

BETON V DETAILNÍ PRAXI - PŘÍKLADY NÁVRHU KONSTRUKCE

Beton se svojí nekonečnou tvárností, konstrukční univerzálností, jednoduchou a jasnou technologií je stavebním materiálem přítomnosti. Ve spojení s invenčním architektonickým návrhem, pečlivým projektem a plánem výstavby a rovněž dobře připravenou smlouvou na stavební zakázku je základem úspěšné realizace. Publikace Beton v detailní praxi poskytuje základní informace potřebné pro práci s materiálem se zvláštní pozorností k úloze architekta při návrhu, zpracování projektu, ale i při řízení stavby. Popisuje současné trendy v technologii betonu a rozvoj nových typů betonu s čerstvými zprávami architektů z dané oblasti. Objevíte zde také nové informace o pohledovém betonu a úpravách betonových povrchů. Autor: Martin Peck Vydavatelství: Birkhäuser – Publishers for Architecture ve spolupráci s časopisem Detail www.birkhauser.ch Cena: 34,5 EUR (bez místní DPH)

72


6/2006

AKTUALITY

PŘÍZNIVCŮ

BETONOVÝCH VOZOVEK V

9. listopadu se v Chlumci nad Cidlinou sešli čeští i evropští odborníci v oblasti cementobetonových krytů a výrobci cementu na druhém ročníku mezinárodní konference Betonové vozovky 2006. Více než sto padesát účastníků si vyslechlo zajímavé příspěvky z oblasti legislativy, technologie a praktického použití cementobetonových krytů na pozemních komunikacích a letištích, zvláštní pozornost byla věnována betonovým vozovkám v tunelech. Konferenci pořádal Svaz výrobců cementu ČR, Dálniční stavby Praha a Skanska DS. Jak vyplynulo z přednášek na konferenci, vozovky s betonovým povrchem mají řadu výhod • ekonomické: životnost betonových vozovek činí třicet pět a více let, což několikanásobně převyšuje životnost asfaltových vozovek. • bezpečnost provozu: betonové vozovky se obejdou bez častých oprav a souvisejících uzavírek, které bývají příčinou dopravních nehod; mají vysokou odolnost proti deformacím (vyjeté koleje), nízkou hlučnost; jsou recyklovatelné a nehořlavé a na rozdíl od asfaltových vozovek nepohlcují světlo, ale naopak „svítí“, což přispívá k bezpečnosti provozu v podmínkách snížené viditelnosti a klade nižší nároky na osvětlení v tunelech.

BETONÁŘSKÉ

DNY

2006

29. a 30. listopadu t. r. se v Kongresovém centru Aldis v Hradci Králové konaly 13. Betonářské dny. Konferenci zahájil Ing. Vlastimil Šrůma, výkonný ředitel ČBS a předseda ČBS Ing. Milan Kalný. Poté byli jmenováni čestnými členy ČBS Prof. Jiří Šejnoha a Dr. Vladimír Červenka a vyhlášeni vítězové Soutěže o vynikající diplomovou práci z oboru betonu 2006. Po zdravicích čestných hostů vystoupil s úvodní přednáškou „Stavební technologická platforma a EUREKABUILD“ děkan Stavební fakulty ČVUT v Praze Prof. Zdeněk Bittnar. Blok vyzvaných přednášek zahájil Prof. Joost Walraven z TU Delft v Nizozemí přednáškou „fib Model Code 2007 v kostce“, následovaly přednášky Dr. Vladimíra Červenky „Výpočtové modely fib Model Code 2007“ a Prof. Huga Corrése Peirettiho z Politechniky v Madridu „Progresivní betonové konstrukce ve Španělsku“. Odborný program probíhající paralelně v sálech A a B s přednáškami z oblastí technologie betonu, stavitelství betonových mostů, budov a speciálních konstrukcí, aplikace nových betonářských norem a výpočtových modelů, byl opět doplněn projekcí odborných filmů o betonu ve třetím sále. V „betonářském BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

ČR

NEUSTÁLE PŘIBÝVÁ

Příspěvky na konferenci se týkaly třech témat – výzkumu a legislativy, technologie a poznatků z výstavby. Účastníci konference se seznámili se současným stavem převzetí evropských norem pro výstavbu betonových vozovek do soustavy českých technických norem a diskutovali o návrhu letištních vozovek a specifických vlastnostech letištních krytů. Byli rovněž informováni o rakouských předpisech pro prevenci alkalicko-křemičité reakce v betonu a o identifikaci produktů této reakce na jednom českém letišti. Současný stav technologie tzv. vymývaných povrchů v Německu je důležitý z hlediska budoucího vývoje v České republice, protože spojuje vynikající protismykové vlastnosti s nízkou hlučností povrchů. Řešení vyztužování spár cementobetonových krytů bylo předmětem dvou příspěvků. Vkládáním výztužných prvků do čerstvého betonu se zabýval příspěvek zástupce americké firmy. Byly diskutovány zkušenosti s projektováním a výstavbou betonových vozovek v tunelu Sitina v Bratislavě a v tunelu Valík na obchvatu Plzně. O rakouských tunelech informoval odborník z vídeňského Ministerstva pro dopravu, inovace z tiskové zprávy a technologie. kině“ byly promítány filmy o středovém pilíři tunelu Valík, silničním okruhu kolem Prahy, dálnici ze Záhřebu do Splitu, mostu přes Úhlavu na D5 ad. Na odbornou náplň konference navazovala výstava 19 posterů v přízemí konferenčního centra. Na stáncích v předsálích obou podlaží KC Aldis se v rámci výstavy BETON 2006 prezentovalo již 61 vystavovatelů. V prvním podlaží byly vystaveny nejlepší diplomové práce studentů architektury z roku 2006. I 13. Betonářské dny byly velkou společenskou událostí. V úterý 28. listopadu se účastníci sešli na zahajovací recepci v nově rekonstruovaných historických prostorách Nového Adalbertina a ve středu 29. listopadu se konal tradiční společenský večer, jehož doprovodným programem byly tentokrát ukázky společenských tanců a vystoupení hudební skupiny Beatles Revival. Návštěvníci 13. Betonářských dnů tak měli příležitost dozvědět se zajímavé a potřebné informace z oboru v rámci studia či celoživotního vzdělávání i navázat nové a utvrdit stávající společenské a obchodní kontakty. kj, jm

6/2006

73

ZKUŠENOSTI

Z TUNELOVÉ STAVBY V USA SEVERAL PIECES OF EXPERIENCE FROM USA TUNNEL SITE P E T E R NE ŠVA R A, RA D KO BU C E K , MA RT I N SR B Autoři se zúčastnili výstavby několika tunelů na Dullesově mezinárodním letišti v USA. Příspěvek se zabývá srovnáním metod výstavby tunelů v České republice a ve Spojených státech se zaměřením na kvalitu stříkaných a litých betonů. The authors of the article participated in construction of several tunnels at the Washington Dulles International Airport, USA. The paper compares tunnel construction methods in the Czech Republic and in the United States and is focused on sprayed concrete and cast-in-place concrete quality.

74

Washington Dulles International Airport (WDIA) je mezinárodní letiště lokalizované v Západní Virginii v blízkosti Washingtonu D.C. Z důvodu jeho výhodné polohy vzhledem k Washingtonu D.C. a dobré dopravní dostupnosti do centra (dálnice, autobusy, metro) a vzhledem k prostoru, který je kolem WDIA k dispozici pro další rozvoj nutný kvůli očekávanému nárůstu objemu letecké přepravy, dochází v současné době k rekonstrukci a modernizaci letiště. Dlouhodobě plánované investice přesáhnou tři a půl miliardy dolarů. Modernizace zahrnuje výstavbu nové vzletové dráhy, terminálů, řídící letové věže a vlakového letištního systému, který má nahradit dnes již nevyhovující dopravu cestujících mezi terminály prostřednictvím speciálních autobusů. Součástí této modernizace je i síť obslužných a dopravních tunelů mezi letištními terminály a servisními budovami. Větší část ražeb je zajišťována mechanizovaným ražením pomocí tunelovacích strojů (TBM). Atypické úseky s nevhodnou geologií nebo se změnami směrového vedení jsou raženy Novou rakouskou tunelovací metodou (NATM). Ražba tunelů byla zahájena v roce 2000, kdy začala stavba dopravní propojky hlavního terminálu s terminálem B. V listopadu téhož roku došlo ke kolapsu rozestavěného tunelu, při kterém přišel o život jeden z dělníků zhotovitele (obr. 1). Následné vyšetřování kolapsu další stavbu zdrželo, nicméně na jaře roku 2004 byly zahájeny práce na ražbě druhého technologického

tunelu (WUBT). Vzhledem k problémům při ražbě prvního tunelu byla součástí tendru na stavbu druhého i podmínka objednatele Metropolitan Washington Airports Authority (MWAA) na zajištění trvalého dozoru skupinou nezávislých konzultantů se zkušenostmi s ražbou tunelů metodou NATM. Tyto konzultanty dodávala dle smlouvy se zhotoviteli (technologický tunel firma Kiewit, obslužný tunel sdružení Clark/Atkinson/Shea) rakouská firma D2 Consult. Prostřednictvím pražské pobočky firmy D2 Consult se této vysoce kvalifikované práce zúčastnili i čeští specialisté. Konzultant NATM prováděl pro zhotovitele geologickou službu včetně mapování čelby, zatřídění horninového masívu dle technologických tříd, určoval další postup ražeb, prováděl úpravy projektu v závislosti na skutečných podmínkách, prováděl plánování a vyhodnocování monitoringu (projekt monitoringu neexistoval) a byl i odpovědný za optimalizaci a bezpečnost postupu prací v podzemí. Byl rovněž důležitým partnerem při jakýchkoliv jednáních se zástupci investora týkajících se technologie a postu-

Obr. 2 Zaplavená stavební jáma vč. TBM, chybně vytyčená pilota vyosená proti sloupu o 1 m Fig. 2 Flooded construction pit incl. TBM, pile located with about 1 m mistake against column

Obr. 3 Pata nedovrtané piloty, zajištění piloty proti vodorovnému posuvu ocelovými prvky Fig. 3 Bottom of short pile, pile is fixed against horizontal displacement by steel beams

Obr. 1 Kolaps tunelu z listopadu 2000 Fig. 1 Tunnel failure, November 2000


6/2006

pu ražeb. V závěru projektu byla součástí prací i kontrola provádění mezilehlé fóliové izolace a definitivního železobetonového ostění. G E O LO G I C K É P O M Ě RY Geologické poměry na staveništi jsou z větší části příznivé. Podloží je tvořeno červeným velmi pevným prachovcem, přes který probíhají nevýrazné tektonické poruchy. Pouze v některých omezených místech došlo k degradaci prachovce až na zeminu charakteru jílu. Při výkopových pracích na letišti bylo v minulých desetiletích používáno velké množství trhavin. Proto křižování bývalých výkopů pro různé účely, např. vodovodního řadu průměru 1,5 m či stávajícího tunelu pro přepravu zavazadel, v sobě nesla rizika poškozeného (narušeného) horninového masivu v kalotě. P Ř Í P R AVA

S TAV BY A T Ě Ž B A S TA R T O VAC Í C H

H LO U B E N Ý C H J A M

Příprava stavby vyžadovala následující kroky. Podchycení stávajících objektů a zajištění inženýrských sítí Podchycení objektů (například most pro pěší odletového terminálu) se dělo pomocí vrtaných pilot a sloupů (obr. 2 a 3). Na

Obr. 4 Těžba startovací jámy Fig. 4 Pit excavation Obr. 6 Fréza Voest Alpine 50, trubní sítě nebyly překládány, ale obnaženy a zavěšeny nad stavební jámou Fig. 6 Voest Alpine Roadheader 50, existing pipes were not relocated but naked and hanged above the pit


obr. 2 si dovolíme upozornit na pravou pilotu, která byla vytyčena s chybou cca 1 m a rovněž nebyla dovrtána do dostatečné hloubky, na obr. 3 je vidět pata stejné piloty, která končí zhruba metr nad úrovní výkopu (je vidět vrstevnatá hornina) a nutnost staticky zajistit pilotu proti vodorovnému posunutí ocelovými prvky. Pata piloty byla zajištěna mikropilotami (na fotografii je nelze rozeznat). Vlastní těžba startovací jámy Horniny v šachtě byly rozpojovány frézou a kladivy na mobilních podvozcích (obr. 4). Zajištění stability stěn startovacích šachet bylo projektováno kombinací tyčových kotev a stříkaného betonu aplikovaného na kari sítě. Zajištění optimálního složení směsi stříkaného betonu včetně urychlovače tuhnutí a omezení spadu bylo poměrně velkým problémem. Lokálně část stříkaného betonu opadala ze sítí ještě před zatvrdnutím betonové směsi. Tato místa se stala v podstatě odvodňovacími otvory. Průsaková voda měla možnost otvory prosakovat a nezatížila hydrostatickým tlakem rub stříkaného betonu (obr. 5, 6 a 7). Přeložky inženýrských sítí, jak je zvykem u nás, se nerealizovaly, potrubní vedení byla pouze obnažena a zavěšena na ocelové I nosníky (částečně viditelné na obr. 6, rovněž viditelné v pozadí za automixem na obr. 10).

Obr. 5 Startovací jáma, průsaky přes nekvalitní stříkaný beton aplikovaný bez urychlovače tuhnutí, zajištění tunelového portálu svorníky Fig. 5 Pit, seepage through poor shotcrete applied without accelerator, tunnel portal fixed by rockbolts Obr. 7 Zajištění tunelového portálu mikropilotami Fig. 7 Tunnel portal fixed by canopy tubes

6/2006

75

Obr. 8 Ražba TBM, pohled na segmenty primárního ostění Fig. 8 TBM excavation, primary lining segments visible

Obr. 9 Roztržené jehly při přetěžení záběru NATM Fig. 9 Spiles broken due to overexcavation

Obr. 10 Dodávka betonu pro primární stříkané ostění, v pozadí nosníky přes startovací jámu, na kterých jsou zavěšeny potrubní sítě Fig. 10 Concrete delivery for shotcrete lining, steel I beams for pipes hunging located above pit in behind

Obr. 11 Stříkací robot, doplnění urychlovače tuhnutí do nádrže na zádi Fig. 11 Shotcrete robot, tank in the back is filling with accelerator

Zajištění portálů Portálové části tunelů byly zpevněny buď tyčovými, po celé délce injektovanými svorníky (obr. 5), anebo vodorovně instalovaným mikropilotovým deštníkem (obr. 7). Ve stavebních jámách byly dále instalovány čerpací jímky pro odstranění průsakových a srážkových vod. Bohužel se tyto ukázaly poddimenzovány a při přívalových deštích dne 27. června 2006 došlo k zaplavení stavební jámy včetně TBM (obr. 2). RAŽBA POMOCÍ TBM Delší rovné úseky byly raženy standardním způsobem pomocí TBM, kde stabilita stěn byla zajištěna betonovými prefabrikovanými segmenty s injektáží prostoru mezi prefabrikáty a horninou (obr. 8). Prefabrikáty byly velmi dobré kvality odpovídající evropským standardům. R A Ž B A P O M O C Í T E C H N O L O G I E N AT M Toto byla část projektu, které se zúčastnili i čeští specialisté. Vlastní ražba probíhala ve dvou etapách. V první etapě se razila kalota (strop tunelu) a zajišťovala se stabilita horninového masivu, následně se pod zajištěnou kalotou dodělávala počva (dno tunelu). Ražba probíhala frézou Voest Alpine, protože použití trhavin bylo v prostoru letiště striktně zakázáno. Délka záběru odpovídala technologické třídě určené NATM inženýrem dle dokumentace čelby. 76

Ve třídě I, která odpovídala zdravé a málo rozpukané hornině byla délka záběru 1,5 m a zajištění stropu bylo provedeno pouze příhradovým nosníkem a stříkaným drátkobetonem o tloušťce 150 mm. Ve třídě II, která byla aplikována při zjištění trhlin byly vrtány jehly délky 4 m před čelbu jako prevence před pádem bloků ze stropu a krok byl zkrácen na 1,2 m, mocnost stříkaného drátkobetonu byla 200 mm. Operátoři stavebních strojů byli bohužel málo zkušení a často nedokázali dodržet nařízený úhel vrtání jehel, což v případě přetěžení záběru frézou vedlo někdy k přetrhání jehel (obr. 9). Technologická třída III byla aplikována v případě, že hornina byla rozložená do charakteru zemin (jílu) a vyžadovala zajištění kaloty mikropilotovým deštníkem s délkou záběru 0,9 m. Aplikace stříkaného betonu v podzemí byla pro zhotovitele novým technologickým procesem a neprobíhala zcela bez problémů. Betonová směs byla z automixů (obr. 10) přečerpávána prostřednictvím potrubí k čelbě, kde byl stříkací robot/manipulátor (obr. 11) s dálkovým ovládáním. Po počátečních pokusech se ustálil standardní způsob, kdy byl urychlovač přidáván na trysce robota/manipulátoru ze zásobníku instalovaného přímo u trysky. Přestože stavba měla vlastní betonárnu, byl problém udržet požadované parametry směsi. Docházelo i k ucpání trysky a jejímu poškození.


6/2006

Obr. 12 Mezilehlá izolace mezi primárním a sekundárním ostěním Fig. 12 Sealing between primary and secundary lining

Obr. 13 Armatura potažena plastem připravená pro betonáž sekundární obezdívky Fig. 13 Reinforcement covered by plastic sheet ready for casting concrete of secondary lining

Obr. 14 Výsledné povrchy litých betonů nejsou zcela hladké Fig. 14 Final cast-in-place concrete surfaces are not perfectly smooth

Obr. 15 Původní budova terminálu letiště Fig. 15 Original airport terminal building

SEKUNDÁRNÍ OSTĚNÍ A MONOLITICKÉ BETONY Po ukončení prací na primární obezdívce byla instalována těsnící fólie (obr. 12), výztuž (obr. 13) a poté byla realizována vlastní betonáž sekundárního ostění (obr. 14). Diskuze probíhaly o způsobu ochrany použité armatury proti korozi. Veškerá použitá armatura byla chráněná plastovým povlakem. Nevýhodou se zdá být menší soudržnost mezi betonem a výztuží, stejně jako možnost koroze pod ochranným povlakem. V současné době tato diskuze stále probíhá, nicméně na stavbě se neustále důsledně používá armovací železo chráněné povlakem.

často obtížně dosažitelná. Stejně tak i proces návrhu, provádění a kontroly je výrazně odlišný, což je mimo jiného dáno i smluvními podmínkami, které přenášejí většinu rizik na zhotovitele a vedou často ke konzervativním řešením. Globální mnohostranná výměna zkušeností i expertů jistě přispívá k přejímání progresivních a efektivních řešení a ke snižování rozdílů technické úrovně jednotlivých oborů v různých zemích.

Z ÁV Ě R Účast na rozsáhlé a prestižní stavbě v USA je nesmírně zajímavá. Například vlastní původní budova terminálu letiště, navržená v padesátých letech architektem finského původu Aero Saarinnenem patří jak z hlediska architektonického, tak betonářského k jedinečným stavebním dílům světového významu. Kromě mnoha zajímavých a moderních metod, které by jistě bylo důležité implementovat i do české stavební praxe, se však evropský specialista setkává s postupy, které jsou v západní Evropě i u nás na lepší úrovni. Jedná se i o přípravu a provádění podzemních staveb včetně jejich betonových konstrukcí. Kvalita monolitického i stříkaného betonu, která je na našich podzemních stavbách standardem, je pro americké zhotovitele

RNDr. Peter Nešvara Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 11, 110 00 Praha 1 e-mail: [email protected]


Ing. Martin Srb D2 Consult Praha, s. r. o. Zelený pruh 95/97, 147 00 Praha 4 e-mail: [email protected] Ing. Radko Bucek, Ph.D. SG-Geotechnika, a. s. e-mail: [email protected]

6/2006

77

REŠERŠE

ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ

KONSTRUKCE ZÁKLADŮ CHRISTER ISGREN

BEZ TRHLIN

Při hydrataci cementu vzrůstá teplota betonu, která, pokud není správně řízena, zvyšuje riziko vzniku trhlin v mladém betonu. U běžných betonových staveb se s trhlinami počítá, ale v některých případech jsou požadovány konstrukce bez trhlin, např. přehrady nebo základové desky v suterénu by měly být vodotěsné. Beton bez trhlin je vyžadován také u dynamicky zatížených základů. Nepochopením mechanizmu vzniku trhlin od teplotního zatížení vzniká domněnka, že je možné zamezit jejich vzniku přidáním většího množství výztuže do betonu. Ta má však stejnou teplotu jako beton a nemá na trhliny dostatečný vliv. Vznik trhlin se dá ovlivnit pouze řízením teploty betonu. Účinný způsob, jak řídit teplotu při hydrataci, je užít nízký poměr vody a cementu, vhodný plastifikátor a kamenivo. Teplotu při hydrataci lze redukovat správným dávkováním směsného cementu. Při velkém množství vysokopecní strusky ve směsi však dochází k vylučování vody a mohou vzniknout trhliny od smrštění, které jdou jen těžko odlišit od termálních trhlin. V současné době již existují analytické nástroje, které umožňují předpovídat termální dynamiku během hydratace. Teplotní snímače monitorují aktuální teplotu betonu na staveništi a automaticky zasílají výsledky prostřednictvím telefonní linky do kanceláře. Vzhledem k velkému množství dat je vhodné používat software s grafickou prezentací údajů o teplotě (obr. 1). Zatímco výrobci portlandského cementu dokáží změřit hydratační teplo přesně, mohou výrobci směsných typů cementů jen obtížně určit správnou teplotu při hydrataci, protože ta se mění v závislosti na poměru směsi vysokopecní strusky a portlandského cementu. Vysokopecní struska dává okolo 50 % hydratačního tepla portlandského cementu. Je to více, než se původně předpokládalo, a proto by byl v této oblasti potřebný další výzkum. Predikce nárůstu teploty při hydrataci jako aktivní součásti návrhu betonové směsi k hodnocení teplotní dynamiky je metodou, která pomáhá navrhovat konstrukce bez trhlin. Pokud je předpovědní odchylka větší než stanoví norma, mělo by být v návrhu směsi použito jiné kamenivo nebo jiný cement, zvláště pokud se mění i teplota okolí. z časopisu Concrete for Construction Industry, October 2006, str. 40-41

Obr. 1 Záznam naměřených teplot během hydratace

78

Obr. 1 Rozlišení mechanizmů explozivního odprýskávání pomocí různých typů kameniva

B E T O N O V É T U N E LY V Y S T A V E N É P O Ž Á R U Č Á S T 1 – E X P LO Z I V N Í O D P RÝ S K ÁVÁ N Í GABRIEL A. KHOURY Ve srovnání s budovami, kde se vlhkost pohybuje okolo 50 %, je v tunelech vlhkost poměrně vysoká, asi 75 %, a tím je v nich větší riziko vzniku explozivního odprýskávání betonového ostění během požáru. Článek prezentuje koncepci programu, při kterém jsou na velkých vzorcích testovány základní mechanizmy explozivního odprýskávání betonu. Program je součástí projektu NewCon. Odprýskávání betonu při požáru má různé formy: odprýskávání kameniva, povrchu, rohů, olupování betonu při požáru i po hašení. Každá forma má svůj vlastní mechanizmus a u některých forem se jednotlivé mechanizmy překrývají. Odprýskávání při pórovém tlaku vzniká v důsledku nárůstu tlaků páry v horkém betonu. Klíčovou roli hrají propustnost betonu, počáteční úroveň saturace zbytkovou vodou, poměr tepla a pevnosti betonu v tahu a velikost průřezu. Odprýskávání v důsledku napětí od změny teploty souvisí s tepelnou roztažností betonu, kameniva, úrovní aplikovaného zatížení, poměru tepla a pevnosti betonu v tahu. V horkém betonu se vytváří teplotní gradienty, které způsobují napětí v tlaku v blízkosti zahřívaného povrchu (vlivem omezení deformace) a napětí v tahu v chladnějších spodních vrstvách. Odprýskávání v důsledku napětí od změny teploty se může projevit i v suchém betonu. Explozivní odprýskávání betonu při požáru je často kombinací pórového tlaku, tlaku v oblasti betonového povrchu vystaveného teplotnímu namáhání a vznikajících vnitřních trhlin. Trhliny se tvoří paralelně s povrchem, pokud je součet napětí větší než pevnost materiálu v tahu. To je doprovázeno náhlým uvolněním energie a prudkým zhroucením části rozžhaveného povrchu. Testy explozivního odprýskávání prováděné na velkých vzorcích přes svojí užitečnost ještě postrádají podrobné vyhodnoce-


6/2006

ní mechanizmů popisujících daný jev. Testy provedené v rámci projektu NewCon byly zaměřeny na rozlišení a popsání mechanizmů odprýskávání při užití různých druhů kameniva (obr. 1): • teplotně stálého lehkého kameniva téměř bez termální expanze k určení odprýskávání při pórovém tlaku • teplotně stálého žulového kameniva se střední termální expanzí k určení odprýskávání při pórovém tlaku a v důsledku napětí od změny teploty • teplotně nestálého kameniva s vysokou termální expanzí k určení tří druhů odprýskávání: při pórovém tlaku, v důsledku napětí od změny teploty a odprýskávání kameniva, což je rozpad a odštěpení kameniva z rozžhaveného betonového povrchu, které se zpravidla objevuje po 20 min. požáru. Navzdory desetiletím výzkumu a testování není ještě predikce odprýskávání plně rozvinutá. Používané metody jsou rozděleny na: • testy na velkých vzorcích – obvykle jsou prováděny na dvou nebo třech vzorcích, nejspolehlivější metoda, ale drahá, • užití nomogramů – užitečné při určování vlivů a trendů, může být zavádějící, • teoretické modely – selhaly při predikcích odprýskávání a jejich užívání není vhodné, • numerické modely – úspěšně využívají plně propojené termohydro-mechanické modely • expertní zhodnocení – využívané při absenci výše zmíněných metod Příklad ukazuje vyhodnocení pravděpodobnosti explozivního odprýskávání během požáru v konkrétním tunelu při hoření různých skupin dopravních prostředků (osobní auta a nákladní automobily). Počátkem příštího roku vyjde druhá část článku, která se bude zabývat příkladem analýzy toxicity produktů termálního rozpadu polypropylenových vláken při požáru v tunelu. z časopisu Concrete for Construction Industry, November 2006, str. 62-64

TESTOVÁN Í B ETON U JO H N SU T TO N

PRO PROJEKTY TUNELŮ

Pro výstavbu tunelů jsou potřeba stavební materiály pevné a odolné, které dokážou odolat vysokému tlaku, extrémnímu mechanickému zatížení a jsou dostatečně flexibilní pro stavbu a montáž přímo na staveništi. Beton splňuje všechny uvedené požadavky a je široce používán při výstavbě tunelů po celém světě. Článek popisuje moderní metody a postupy používané v současné době k testování betonu před zahájením výstavby, během stavby a po jejím dokončení, tzn. zkoušky čerstvé betonové směsi, zatvrdlého betonu a betonových prefabrikátů. z časopisu Concrete for Construction Industry, November 2006, str. 66-67

NOVINKY Z E FNARC Evropská federace specialistů stavební chemie EFNARC nedávno vydala nové směrnice zahrnující testování protipožárních zařízení v betonových tunelech. Dají se zdarma stáhnout z webových stránek EFNARC: www.efnarc.org. z časopisu Concrete for Construction Industry November 2006, str. 68-69


TUNELÁŘSKÁ COLIN EDDIE

VIZE

Společnost Morgan Est získala cenu za novou technologii stříkaného betonového tunelového ostění LaserShell a metodu pneumatické kontroly sedání konstrukce vyvinuté speciálně pro silniční tunel Airside a Terminál 5 (T5) letiště Heathrow, při níž je užíván stlačený vzduch k redukci sedání horniny s nízkou propustností. Revoluční technologie byla vyvinuta ve spolupráci s Vinci GP a výrobcem razicího stroje pro tunely – Herrenknecht. Metoda LaserShell využívá skupiny laserových zaměřovačů k řízení zcela automatického razicího stroje a zařízení pro stříkaní ostění pomocí počítače se speciálním softwarem (obr. 1 a 2). Ve stříkaném betonovém ostění jsou výztužné sítě zcela nahrazeny vlákny z uhlíkové oceli, což zvyšuje kvalitu i odolnost ostění. Oceněné metody kromě větší bezpečnosti práce umožňují rychlejší ražbu tunelu za použití menšího množství výztužných prvků a snížení sedání nadloží tunelu. z časopisu Concrete for Construction Industry , November 2006, str. 65

Obr. 1 Schéma řízení razícího stroje pomocí údajů z laserového zaměřovače Obr. 2 Řízení nanášení stříkaneho betonového ostění pomocí laseru

T É M AT A Číslo

ČÍSEL

7.

Hlavní téma

ROČNÍKU ČASOPISU Uzávěrka rukopisů

Uzávěrka inzerce

Vyjde

1/2007 Pozemní stavby

20. 12. 2006

10. 01. 2007

16. února 2007

2/2007 Inženýrské stavby a letiště

20. 02. 2007

12. 03. 2007

13. dubna 2007

3/2007 Sanace

20. 04. 2007

10. 05. 2007

15. června 2007

4/2007 Mosty a vozovky

20. 06. 2007

10. 07. 2007

13. srpna 2007

5/2007 Technologie betonu

21. 08. 2007

11. 09. 2007

12. října 2007

6/2007 Beton a městské prostředí

22. 10. 2007

12. 11. 2007

14. prosince 2007

6/2006

79

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KON FE R E NC E A SYM P OZIA V

ČR

B Í LÉ VANY – VODOTĚSN É KONSTR U KCE Z KONSTR U KČN Í HO B ETON U Školení Termín: zima 2006/2007, Praha – termín bude upřesněn později Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz J U N IORSTAV 2007 9. odborná konference doktorského studia Termín a místo konání: 24. ledna 2007, Fakulta stavební VUT v Brně Kontakt: Ing. Lenka Lorencová, ÚBZK VUT FAST v Brně, Veveří 95, 602 00 Brno, tel.: 541 147 874, e-mail: [email protected] POZNATKY Z 2. F I B KONGR ESU N EAPOL 2006 Kolokvium Termín a místo konání: 20. února 2007, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz TECH NOLOGI E, P ROVÁDĚN Í A KONTROL A B ETONOV ÝCH KONSTR U KCÍ 6. konference Termín a místo konání: 11. a 12. dubna 2007, Pardubice Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz ITA-AITES WOR LD TU N N EL CONGR ESS 2007 U N DERGROU N D SPACE – TH E 4 TH DI M ENSION OF M ETROPOLISES Mezinárodní kongres Termín a místo konání: 5. až 10. května 2007, Kongresové centrum Praha, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.wtc2007.org, viz BETON TKS 3/2006 NOVÉ B ETONÁŘSKÉ NOR MY 2007 Seminář Termín a místo konání: 29. května 2007, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz MODELI NG OF H ETEROGEN EOUS MATER IALS WITH AP P LICATIONS I N CONSTR UCTION AN D B IOM EDICAL ENGI N EER I NG Mezinárodní konference k třístému výročí ČVUT Praha Termín a místo konání: 25. až 27. června 2007, Praha Kontakt: www.appz.cz/mhm/index.php F I B R E CONCR ETE 2007 – TECH NOLOGI E, NAVR HOVÁN Í, AP LI K ACE 4. mezinárodní konference • výzkum • navrhování • technologie • aplikace Termín a místo konání: 12. a 13. září 2007, Stavební fakulta ČVUT v Praze Kontakt: Ing. Michaela Frantová, Stav. fak. ČVUT v Praze, KBZK, Thákurova 7, 166 29 Praha 6, tel.: 224 354 364, fax: 233 335 797, e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2007 P R EFAB R I K ACE A B ETONOVÉ DÍ LCE 2007 4. konference Termín a místo konání: 10. a 11. října 2007, Pardubice Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz ČSN EN 1992-1-1 Školení Termín a místo konání: 1. a 8. listopadu 2007, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz B ETONÁŘSKÉ DNY 2007 14. Mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. a 29. listopadu 2007, KC Aldis, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz

80

ZAHRANIČNÍ

KON FE R E NC E A SYM P OZIA

51. B ETONTAGE Německé betonářské dny Termín a místo konání: 13. až 15. února 2007, Edwin-ScharffHaus CC, Neu-Ulm, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www.betontage.de, viz BETON TKS 5/2006 CONCR ETE STR UCTU R ES: STI M U L ATORS OF DEVELOP M ENT fib sympozium Termín a místo konání: 20. až 23. května 2007, Dubrovník, Chorvatsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.igh.hr/fib-dubrovnik-2007 CONCR ETE U N DER SEVER E CON DITIONS ENVI RON M ENT AN D LOADI NG 5. mezinárodní konference Termín a místo konání: 4. až 6. června 2007, Tours, Francie Kontakt: Francoise Bourgain, tel.: +331 445 828 22, www.consec07.fr, viz BETON TKS 2/2006 I I JOI NT I NTER NATIONAL R EADY M IXED CONCR ETE CONGR ESS 15. ERMCO kongres a 11. FIHP kongres Termín a místo konání: 4. až 8. června 2007, Sevilla, Španělsko Kontakt: Congress Secretariat, Viales el Corte Ingľés, S. A., Princesa 47, 28008-Madrid, Spain F I B ER R EI N FORCED POLYM ER R EI N FORCEM ENT FOR CONCR ETE STR UCTU R ES - F R P RCS-8 8. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 16. až 18. července 2007, Patras, Řecko Kontakt: e-mail: [email protected], www.frprcs8.upatras.gr, viz BETON TKS 2/2006 OU R WOR LD I N CONCR ETE & STR UCTU R ES 32. konference Termín a místo konání: 15. až 17. srpna 2007, Singapur, Republika Singapur Kontakt: www.cipremier.com, e-mail: [email protected] CON N ECTIONS B ET WEEN STEEL AN D CONCR ETE 2. sympozium Termín a místo konání: 4. až 7. září 2007, Stuttgart, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www. iwb.uni-stuttgart.de, viz BETON TKS 5/2006 I N NOVATIVE MATER IALS AN D TECHNOLOGIES FOR CONCR ETE STR UCTUR ES 3. středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 17. a 18. září 2007, Višegrád, Maďarsko Kontakt: [email protected], www.fib.bme.hu/ccc2007 viz BETON TKS 5/2006 I M P ROVI NG I N F R ASTR UCTU R E WOR LDWI DE – B R I NGI NG P EOP LE CLOSER IABSE sympozium Termín a místo konání: 19. až 21. září 2007, Weimar, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org, www.iabse2007.de, viz BETON TKS 2/2006 TAI LOR MADE CONCR ETE STR UCTU R ES: N EW SOLUTIONS FOR OU R SOCI ET Y fib sympozium Termín a místo konání: 18. až 21. května 2008, Amsterdam, Nizozemsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.fib2008amsterdam.nl, viz BETON TKS 5/2006


6/2006

Vaše spojení s vývojem nových technologií DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • konstrukcí budov • spínání budov • mostních konstrukcí • sil, nádrží, zásobníků •mostní závěsy • prodej předpínacích tyčí TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny • výsuv mostních konstrukcí • letmá betonáž • mostní segmenty GEOTECHNIKA • opěrné stěny • trvalé zemní kotvy

VSL SYSTÉMY (CZ) s.r.o. Kříženeckého nám. 322, 152 53 Praha 5 tel: +420 267 072 420 fax: +420 267 072 406 e-mail: [email protected], http://www.vsl.cz/

Česká betonářská společnost ČSSI www.cbsbeton.eu a ČBS Servis, s. r. o. www.cbsservis.eu

Kolokvium

SVĚTOVÝ BETON 2002–2006 | impulzy 2. fib kongresu v Neapoli | Kalný | Vítek | Šourek | Hájek | Stráský | Šrůma | Červenka | Hela | Kohoutková | Štěpánek | Hvízdal | Šašek | Čížek | Šafář | Vančík

20. února 2007 Praha

S VA Z

VÝROBCŮ CEMENTU

S VA Z

V ÝROBC Ů B ETON U

ČESKÁ

ČR

ČR

B ETONÁŘSK Á SP OLEČ NOST

SDRUŽENÍ

ČSSI

P R O S A N AC E B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C Í

2006 P ODZEMNÍ STAVBY A TUNELY

Recommend Documents