2006 V ODOHOSPODÁŘSKÉ STAVBY

2/2006

VODOHOSPODÁŘSKÉ STAV BY

SPOLEČNOSTI

A

SVAZY

CO

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

PODPORUJÍCÍ

ČASOPIS

NAJDETE V TOMTO ČÍSLE PŘELOŽKA

VODOTEČE

CPP

STAVBY DÁLNICE

14/

MALÁ

V PROSTORU

D8

U

TRMIC

/20

VODNÍ

ELEKTRÁRNA

VRAŇANY

PROTIPOVODŇOVÁ OCHRANA KARLÍNA A LIBNĚ – LIBEŇSKÝ PŘÍSTAV

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

38/

PROTIPOVODŇOVÁ

OPATŘENÍ

VE STANICI METRA

FLORENC

VODOTĚSNOST KONSTRUKCÍ VODNÍCH STAVEB

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

23/ P

ADESÁT LET OD STAVBY

PRVNÍCH NÁDRŽÍ Z PŘEDPJATÉHO BETONU V

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

60/

ZAHA HADID

ČSR

ROZMĚROVÝ EFEKT (SIZE EFFECT)

/42

/3

/28

Ročník: šestý Číslo: 2/2006 (vyšlo dne 13. 4. 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 Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D. Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc. Redaktorka: Kateřina Jakobcová, DiS Předplatné a distribuce: Petra Johová

OBSAH

M AT E R I Á L Y

ÚVODNÍK /2

Michal Števula

V ODOTĚSNOST

A TECHNOLOGIE

KON STR U KC Í VODN ÍC H STAVE B

Z A J IŠŤOVA NÁ P OM OC Í PL ASTOV ÝC H F ÓL I Í

/38

Vojtěch Broža

S TAV E B N Í

KONSTRUKCE

I NTE NZI FI K AC E ČOV V YŠKOV –

P ROTI P OVODŇOVÁ OC H R ANA K AR LÍ NA – L I B E ŇS KÝ PŘ ÍSTAV Oldřich Neumayer, Pavel Kasal V YUŽITÍ B ETON U PŘ I Bohumil Šťastný

A

LIBNĚ

P Ř E LOŽK A VODOTEČ E CPP DÁL N IC E D8 U T R M IC Aleš Malínský P ADESÁT

VĚDA /10 /14

/20

LET OD STAVBY PRVN ÍC H

A VÝZKUM

R OZM Ě ROV Ý

Ilustrace na této straně a na zadní straně obálky: Mgr. A. Marcel Turic

E FE KT ( SIZE E FFE CT ), J E HO P OD Í L

KON STR U KC Í A DŮSLE DKY PRO NÁVR HOVÉ NOR MY

Zdeněk P. Bažant

/42

K ON FE R E NC E J U N IO RSTAV 2006

/50

SOFTWARE P OSU DKY

ČSR /23

Karel Dahinter

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér, Heřmanova 25, 170 00 Praha 7

NA PŘ Í PADEC H K ATASTROFIC KÉ HO ZH ROUC E N Í

V PROSTOR U STAVBY

NÁDRŽÍ Z PŘ E DPJATÉ HO B ETON U V

/41

Karel Hájek /3

V ÝSTAVB Ě AQU APAR KŮ

M AL Á VODN Í E LE KTR ÁR NA V R AŇANY Oldřich Neumayer, Pavel Kasal

V YŠ ŠÍ KVA LITA

P OV RC H U B ETONOV ÝC H KON STR U KC Í

M EZ N ÍC H STAVŮ P OUŽITE LNOSTI A Ú NAV Y

PRO PLOŠN É MODE LY

FEM

ŽE LEZOB ETONOV ÝC H

STAVE B

Libor Švejda, Stefan Kimmich, Eckhard Held

SAN ACE R E KO NSTR U KC E NÁDRŽÍ PÍSKOVÉ V Ú PR AVN Ě VODY H R AD IŠTĚ František Foltýn

NORMY •

P ROTI P OVODŇOVÁ OPATŘ E N Í VE STA N IC I M ET R A F LOR E NC – STAVE B N Ě - TEC H N IC KÝ P R Ů Z K U M Martin Jakoubek, Milan Hrabánek, Jiří Kolísko

FIREMNÍ

/28

OB NOVA PROTRŽE N É H R ÁZ E

•

C E RT I F I K AC E

/34

1992-1-1 Dušan Spůra

/56

P ROF . I NG . J OSE F Ř Í HA , D R S C . – I N M E M OR IAM

/58

Tisk: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5 Adresa vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Samcova 1, 110 00 Praha 1 www.betontks.cz Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel./fax: 224 812 906 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH

Z AHA H ADI D

S E M I NÁ Ř E ,

/60

Foto na titulní straně: Protipovodňová ochrana Libně v Praze, foto: M. Linhart BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

KON FE R E NC E A SYM P OZ IA

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

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.

AKTUALITY /55

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

D OT VA R OVÁ N Í A SM RŠŤOVÁ N Í

SPEKTRUM

P R E Z E N TAC E

SEZNAM VIZ STR ANA

V ÝP OČ ET

J AKOST

DLE ČSN E N

A ODLE HČOVAC Í PRVKY

VD S OB Ě NOV – NA Ř EC E Č E R N É Jiří Pechar

/52

FI LTR AC E

/26

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. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, 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.

2/2006

/64 1

ÚVOD EDITORIAL

VÁŽENÍ

PŘÍZNIVCI BETONU A BETONOVÉHO STAVITELSTVÍ,

v dnešním uspěchaném světě zahlceném velikým množstvím informací nejrůznějšího obsahu a kvality je čím dál těžší získávat spolehlivé a rychle dostupné poznatky, které potřebujeme pro naší práci. Technologie jako například počítače, e-mailová korespondence, internet, mobilní telefony a další, nám umožňují mnohem větší flexibilitu a rychlost při práci, ale zároveň s sebou přinášejí negativní jevy – spam, počítačové viry, častou „svévolnost“ počítačů a téměř dokonalou „zastižitelnost“ mobilním telefonem. To nám zpětně ukrajuje část z uspořeného času. Ohlédneme-li se přibližně patnáct let nazpět do minulosti, můžeme při porovnání s dneškem popsat nejzřejmější změny v oblasti betonového stavitelství: V oblasti legislativy proběhla doslova revoluce. Museli jsme si zvyknout na pojmy a dokumenty nazývané „prohlášení o shodě“, „certifikát“ apod. Všechny zásadní normy týkající se betonu byly zcela změněny nebo se jejich změna očekává v několika následujících měsících. Beton, coby materiál, již naštěstí není „tři lopaty cementu a pět písku“, ale je navrhován jako vyvážená substance pro konkrétní část stavby prováděnou za konkrétních technických a klima-

tických podmínek. Do technologie značně „promlouvá“ chemie v podobě přísad. Pádem železné opony se otevřely dveře pro moderní výztužné a kotevní prvky a systémy. Obrovský kus práce byl vykonán na poli ochrany životního prostředí a bezpečnosti práce. Cementárny snížily míru emisí na méně než jedno procento při porovnání se stavem před rokem 1989. Samozřejmou součástí dnešní výrobny betonu je recyklační zařízení, kde jsou zbytky čerstvého betonu rozmíseny na kamenivo a kalovou vodu, které jsou opět využívány pro výrobu dalších betonů. Většina společností má svůj environmentální přístup potvrzen certifikátem ISO 14001. Z výše uvedeného výčtu vyplývá to, co jsem zmínil v úvodu – nutnost získávat spolehlivé a rychlé informace z oboru. Tyto se pak musejí dostat nejenom ke specialistům na beton u projektanta a dodavatele stavby, ale také k projektantu-architektovi, uživateli a investorovi. Realizací betonové stavby ve vynikající kvalitě pak dostáváme reference, které mohou přesvědčit laiky o správné volbě tohoto materiálu a nechat zapomenout na „betonové králíkárny“ z doby, kdy uživatel byl v područí diktátu dodavatele stavby. Časopis BETON – TECHNOLOGIE, KONSTRUKCE, SANACE se za dobu své existence stal šiřitelem nových poznatků z oblasti betonu. Nacházíme v něm informace týkající se výkladu norem, nových teorií, materiálů a pracovních postupů, realizací betonových staveb a konstrukcí včetně oprav a sanací starých. Dále jsou zde uváděny profily společností působících v českém betonářském světě. V posledních dvou ročnících významně přibylo článků týkajících se architektury a betonu, přičemž je potřeba zmínit i speciální číslo „Beton v architektuře“, které je podle mého názoru mimořádně povedené a setkalo se s kladným ohlasem u architektů. Pokud zmiňujeme úspěchy betonu jako materiálu, myslím, že v časopisu je potřeba zmiňovat a diskutovat i problémy, které beton na cestě od architekta přes projektanta a dodavatele stavby k uživateli má. To je jediná cesta, která povede k jejich překonání. Významnou roli v budoucnosti budou mít povrchy betonových konstrukcí a jejich konečný vzhled už pouze proto, že beton je trvanlivý materiál s životností a trvanlivostí v řádech desítek let a materiály, které ho často zakrývají, pouze v řádech roků. V tomto směru máme před sebou ještě velký prostor pro zlepšování, a tudíž pro vzdělávání a předávání informací. Na závěr dnešního pojednání chci poděkovat Vlastimilu Šrůmovi, který vedl časopis BETON TKS jako ředitel vydavatelství a má lví podíl na jeho úspěšném rozjezdu a který se rozhodl uvolnit trochu svého času jiným aktivitám. Michal Števula

Rybochod u MVE Vraňany, viz článek na str. 14

2


2/2006

STAVEBNÍ

PROTIPOVODŇOVÁ

OCHRANA

KARLÍNA

A

KONSTRUKCE STRUCTURES

LIBNĚ – LIBEŇSKÝ

PŘÍSTAV FLOOD PROTECTION OF KARLÍN AND LIBEŇ DISTRICT – LIBEŇ PORT O L D Ř I C H N E U M AY E R , P A V E L K A S A L Po povodni v srpnu 2002 bylo rozhodnuto urychleně dobudovat protipovodňovou ochranu v centrální části hlavního města Praha. Jednou hlavních součástí je etapa Karlín – Libeň. Nejsložitějším objektem etapy je právě dokončený soubor stavebních objektů a provozních souborů v areálu Libeňských přístavů. It was decided after the August 2002 flood, that the flood protection of the central part of the city of Prague would have to be speedly completed. The phase Karlín – Libeň is one of its main parts and particularly the currently completed set of buildings and operating parts in the area of the Libeň dock was the most complicated for design and realization. Projekty na protipovodňovou ochranu Prahy se začaly po dlouhých úvahách a studijních pracích zvažujících jednotlivé varianty řešení zpracovávat v roce 1998. Již tehdy byly stavby vzhledem k velkému rozsahu prací rozděleny na devět etap. Před katastrofální povodní v srpnu 2002 byla ukončena pouze etapa 0001 Staré Město a Josefov, která, jak všichni víme, účinně ochránila historické jádro města. Pro ostatní etapy byly před povodní zpracovány jen projekty pro územní nebo stavební řízení a příprava realizace jednotlivých etap probíhala poměrně pomalu. Povodeň z roku 2002 byla pro zastupitelstvo hl. m. Prahy velkým a prakticky konečným impulsem pro rozhodnutí o urychleném dobudování etap ochraňujících vnitřní město do konce roku 2005 a zbývajících etap do konce roku 2006, a to ve zvýšeném rozsahu, zajišťujícím ochranu přilehlých území na povodňovou hladinu z roku 2002 s bezpečnostní rezervou 0,3 m. Důležitou součástí komplexní protipovodňové ochrany (PPO) města Prahy je etapa 0003 Karlín – Libeň zahrnující území na pravém břehu Vltavy od Šte-

fánikova mostu přes Negrelliho viadukt, Rohanský ostrov, areál Libeňských přístavů s ústím Rokytky a areál Matematicko-fyzikální fakulty UK. Etapa byla rozdělena na pět hlavních částí, Štefánikův most – Negrelliho viadukt, Rohanský ostrov a areál MFF UK, Libeňské přístavy – ochrana území, povodňová čerpací stanice a protipovodňový uzávěr přístavu Právě v oblasti Libeňského přístavu a vyústění Rokytky (obr. 1) vyrostl jeden z nejsložitějších objektů realizovaných v rámci protipovodňové ochrany města. V dotčeném prostoru je linie PPO vedena od násypu rampy Libeňského mostu nejprve podél vnitřní strany prvního přístavního bazénu a dále napříč poloostrova až ke stávajícímu nefunkčnímu uzávěru vjezdu do bývalých Libeňských doků. Dále trasa pokračuje po torzu nedokončené protipovodňové hráze, přechází kolmo Rokytku a končí zavázáním do svahu Thomayerových sadů. Rozdíl mezi normální hladinou vzdutou jezem v Troji (180,2 m n. m. Balt) a úrovní hladiny návrhové povodně Q2002 (188,5 m n. m.) je zde extrémní a činí 8,3 m. Realizovaná stavba sestává z řady stavebních objektů, z nichž nejdůležitější jsou protipovodňový uzávěr Libeňských přístavů, povodňová čerpací stanice, protipovodňový uzávěr Rokytky, odlehčovací objekt Rokytky, přemostění vjezdu do

přístavu, přemostění Rokytky, cyklostezka a přemostění odlehčovacího objektu. Řešení ochrany území zatápěného zpětným vzdutím Vltavy do Rokytky bylo v této oblasti největším problémem. Původně bylo uvažováno, že Rokytka bude až po konec vzdutí od povodňové hladiny Vltavy ohrázována především pomocí mobilního hrazení. Ochránit by bylo nutné i několik mostů, které by se musely kvůli velkému zatížení vztlakem přebudovat, řešit několik objektů hradidlových komor na kanalizaci a celkově tím, vzhledem k velké délce ochrany, zvýšit riziko jejího porušení nebo včasného nevybudování. Vzhledem k těmto problémům a poměrně velkým nákladům bylo již před povodní 2002 rozhodnuto realizovat variantu s hrazením Rokytky a vjezdu do Libeňského přístavu pomocí mobilních trubkových hradidel. Již tehdy byla dohodnuta koncepce počítající s tím, že v případě zahrazení Rokytky při povodni bude voda převáděna přes odlehčovací objekt do přístavního bazénu, jehož vjezd bude při povodni též zahrazen. Voda přitékající za povodně z Rokytky a přilehlé dešťové kanalizace bude potom přečerpávána do Vltavy povodňovou čerpací stanicí umístěnou mezi uzávěrem Rokytky a uzávěrem vjezdu do přístavu. Jednotlivé konstrukce jsou vzájemně propojeny železobetonovými protipovod-

Obr. 1 Uzel Rokytka - celková situace Fig. 1 Nodal point Rokytka – layout BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2006

3

STAVEBNÍ


ňovými stěnami. Obdobně bylo navrženo i zavázání do svahu v Thomayerových sadech. Čerpací stanice byla původně dimenzována na max. průtočné množství 8 m3/s. Takto navržené řešení bylo zapracováno do dokumentace pro územní řízení. Po povodni 2002 bylo řešení přehodnoceno tak, že pro uzávěr Rokytky i vjezdu do přístavu bude použito vzpěrných ocelových vrat s elektrickým ovládáním a čerpací stanice byla po analýze průběhu povodňové vlny na Rokytce, jejího souběhu s povodňovou vlnou ve Vltavě a započtení účinku retenčního prostoru přístavního bazénu navržena na maximální čerpané množství 20 m3/s. Funkce popsané soustavy stavebních objektů a provozních souborů je za povodně následující: Za normálního stavu jsou vrata uzávěru na Rokytce i přístavu otevřena. Voda z Rokytky včetně lokálních povodní je převáděna přes protipovodňový uzávěr do Vltavy. Uzávěr na odlehčovacím objektu je v polovztyčené poloze s korunou na kótě 183,00 m n. m. Při náběhu povodně ve Vltavě a vzrůstu hladiny na kótu 182,00 m n. m. je vzty-

čen uzávěr na odlehčovacím objektu na max. kótu 183,50 m n. m. Vzroste-li hladina na kótu 182,50 m n. m., jsou uzavřena vrata do přístavu a vyčerpán přístavní bazén až na kótu normální hladiny, tj. 180,20 m n. m. Při dalším vzestupu hladin ve Vltavě na kótu 183,50 m n. m. začne přes korunu uzávěru odlehčovacího objektu přepadat voda do přístavního bazénu. V tomto okamžiku dojde k uzavření vrat Rokytky a sklopení uzávěru odlehčovacího objektu na kótu 182,00 m n. m. Celý průtok Rokytky bude od tohoto okamžiku převáděn do přístavního bazénu a přečerpáván do Vltavy s cílem udržet hladinu v přístavním bazénu na minimální úrovni 180,20 m n. m. V případě příchodu povodňové vlny na Rokytce v souběhu s povodní ve Vltavě tak, jak tomu bylo i v srpnu 2002, bude pro její transformaci využito celého retenčního objemu přístavního bazénu až po kótu 183,00 m n. m. (nouzově až na kótu 183,50). Retenční prostor bazénu o objemu cca 110 000 m3 tedy využívá kolísání hladiny 3,3 m. Při poklesu povodňové vlny ve Vltavě zpět na kótu 183,00 m n. m. se opět

vztyčí uzávěr odlehčení Rokytky, otevřou se vrata na Rokytce, odstaví se čerpací stanice a otevře se přepouštěcí uzávěr ve vratech přístavu. Po vyrovnání hladin ve Vltavě a v přístavním bazénu se otevřou vrata uzávěru přístavu, povypustí uzávěr odlehčovacího objektu a dílo je udržováno ve výše popsaném normálním stavu. Povodňová čerpací stanice (obr. 2 až 4) je situována mezi objektem uzávěru přístavu a uzávěru Rokytky. Jedná se o železobetonovou krabicovou konstrukci osazenou šesti vertikálními ponornými čerpadly Flygt typ PL 7101.865 o parametrech: čerpané množství Q1 = 2,7 až 3,35 m3/s, Qcelk = 16,2 až 20 m3/s, dopravní výška H = 5,5 až 9,4 m, výkon čerpadel P1 = 340 kW a Pcelk = 2 040 kW. Čerpadla jsou osazena ve vertikálních ocelových troubách DN 1200, výtlaky čerpadel DN 1200 jsou horizontální, vyústěné do Vltavy pod úrovní hladiny návrhové povodně 188,50 m n. m. Na každém výtlačném potrubí je osazena koncová zpětná klapka, uzavírací klapka s elektropohonem a montážní vložka. Montáž a demontáž čerpadel lze provést Obr. 2 Povodňová čerpací stanice – podélný řez Fig. 2 Flood pumping station – longitudinal section Obr. 3 Betonáž spojovací stěny mezi čerpací stanicí a uzávěrem přístavu Fig 4 Concreting of the connecting wall between the pumping station and the port gate Obr. 4 Dokončená čerpací stanice a skládka hradidel Fig. 4 Finished pumping station and a storage of stoplogs

4


2/2006

STAVEBNÍ

přes ocelovou tlakovou přírubu umístěnou ve strojovně na horním konci jednotlivých vertikálních trub. Každé čerpadlo je umístěno pod úrovní minimální hladiny v přístavním bazénu v oddělené sací jímce, přičemž vždy tři čerpadla mají společný vtok, na kterém jsou osazeny česle a drážka pro provizorní hrazení z trubkových hradidel světlé šířky 8 m. Čerpací stanice (ČS) je půdorysně osově symetrická, má celkovou šířku 25 m a délku 23 m. Prostor nad oběma vtoky je překryt železobetonovou deskou umožňující příjezd autojeřábu pro případnou manipulaci s čerpadly a hradidly provizorního hrazení. Na spodní stavbu čerpací stanice navazuje horní stavba, ve které jsou umístěna přírubová víka pro demontáž čerpadel, armatury výtlačného potrubí, rozvaděče a frekvenční měniče pro každé čerpadlo a řídící systémy. Čerpací stanice je koncipována tak, aby bylo možné odděleně provozovat každou její polovinu. Obě oddělené strojovny jsou vybaveny samostatným vstupem. Čerpací stanice byla založena pod ochranou beraněných jímek ze štětovnic Larsen. Celá stavba Libeňského uzlu byla rozdělena do dvou etap. Jímka 1. etapy zahrnovala čerpací stanici, uzávěr Rokytky a odlehčovací objekt. Voda z Rokytky byla v této etapě převáděna do přístavního bazénu. Ve 2. etapě byl pod ochranou jímek obdobně vybudován uzávěr vjezdu do přístavu. Rokytka byla v této etapě převáděna přes již hotový objekt jejího uzávěru. Skalní podloží, nacházející se na kótě 175,0 až 177,0 m n. m., je tvořeno tvrdými ordovickými břidlicemi neumožňujícími prakticky žádné vetknutí štětovnic. Proto byly jímky navrženy z návodní strany jako dvojité spřažené s výplní a z břehové strany jako kotvené v jedné nebo dvou etážích pomocí dočasných pramencových kotev. V horizontu nad nepropustným podložím se nachází asi dvoumetrová vrstva kvalitních hrubozrnných štěrkopísků, krytá vrstvou neúnosných bahnitých náplavů. Základová deska čerpací stanice je založena až na únosnou vrstvu štěrkopísků, přičemž neúnosná vrstva byla odstraněna a nahrazena hubeným betonem. Pro utěsnění podloží byla původně plánována těsnící podzemní železobetonová stěna. Po odkrytí základové spáry bylo z důvodů zrychlení realizace rozhodnuto použít


Obr. 5 Protipovodňový uzávěr Rokytky – podélný řez Fig. 5 Flood gate at the river Rokytka Obr. 6 Betonáž stěny uzávěru Rokytky Fig. 6 Concreting of the wall of gate at the river Rokytka

zavazovací železobetonový ozub vetknutý do zdravé skály na hloubku min. 0,5 m. Tento ozub byl použit i pro utěsnění podzákladí u uzávěru Rokytky. Vzhledem k extrémnímu zatížení při povodni (rozdíl hladin až 8,5 m!) je dno čerpací stanice vybaveno protivztlakovými drény. Propojovací stěna mezi objekty čerpací stanice a obou vrat je pod úrovní kóty 181,50 m n. m. provedena u vrat Rokytky jako podzemní monolitická železobetonová stěna a u vrat přístavu jako stěna z mikropilot těsněná tryskovou injektáží. Nad touto úrovní až po kótu koruny 188,80 m n. m. jsou obě stěny provedeny jako klasické úhlové železobetonové zdi. Od navazujících objektů jsou stěny odděleny dilatačními spárami těsněnými ve spodní části tryskovou injektáží a v horní části profilovanými pásy. Stěny byly provedeny až po realizaci sousedních objektů. Protipovodňový uzávěr Rokytky (obr. 5 a 6) je umístěn na místě původní-


2/2006

ho mostu přes Rokytku, těsně nad jejím ústím do slepého ramene Vltavy. Konstrukčně se jedná o železobetonovou polorámovou konstrukci podobnou zhlaví běžné plavební komory s ocelovými vzpěrnými vraty, uzavíranými pouze při povodni ve Vltavě. Uzávěr má světlou šířku 10 m, kótu dna záporníku 180 m n. m. totožnou s kótou původního dna Rokytky a celkovou délku včetně přemostění cca 20 m. Koruna stěn železobetonové konstrukce se nachází až na kótě 188,8 m n. m., tj. 0,3 mm nad hladinou návrhové povodně Q2002. Na stejné kótě se nachází i přelivná hrana vrat. V prostoru pohybu vrat má dno kótu 179,6 m n. m., tzn. že záporník vrat vytváří stupeň ve dně o výšce 0,4 m. Další stupeň ve dně Rokytky, který se nachází v místě ukončení železobetonové konstrukce dna, je zajištěn přikotvenou štětovou stěnou a kamenným záhozem. Z obou stran vrat jsou ve stěnách umís5

STAVEBNÍ


Obr. 7 Vtok do čerpací stanice a odlehčovací objekt Fig. 7 Intake into the pumping station and bypass structure

těny drážky pro provizorní hrazení z trubkových hradidel světlé šířky 10 m. Ta slouží jak pro provádění revize zařízení, tak i pro nouzové zahrazení Rokytky ze strany Vltavy při povodni a možné poruše vrat. Oboustranné vrátňové výklenky mají hloubku 0,8 m, čímž je tloušťka stěn v nadzemní části snížena na 1 m. Vzpěrná vrata o celkové hrazené výšce 8,8 m mají klasickou ocelovou konstrukci sestávající z vodorovných nosníků a návodního plechového pláště. Jednotlivé vrátně jsou ve dně vybaveny patními ložisky, horními závěsnými ložisky, dosedacími stoličkami ve stěnách a obvodovým těsněním. Pohyb vrátní zajišťují lineární elektrické servopohony. Obě vrátně jsou vybaveny ocelovými komunikačními lávkami. Z návodní strany navazuje na uzávěr železobetonový most světlé šířky 4 m, sloužící pro pěší komunikaci a převedení trasy cyklostezky. V případě potřeby slouží most i pro příjezd autojeřábu pro manipulaci s trubkovými hradidly a čerpadly. Na uzávěr Rokytky navazuje dále na pravém břehu zavázání linie PPO do svahu Thomayerových sadů. Ani tato konstrukce není zcela jednoduchá, protože zde musí být za normálního stavu zajištěna pěší a cyklistická komunikace po stezce souběžné s korytem Rokytky. Hlavně z estetických důvodů jsou zde navrženy čtyři průchody světlé šířky 6

3,2 m hrazené na výšku 5 m mobilními hliníkovými hradidly. Hradidla budou při povodni zasouvána mezi železobetonové sloupy. Zbývající prostor mezi průchody a přirozeným svahem je zajištěn železobetonovou monolitickou úhlovou stěnou tloušťky 0,8 m s korunou na kótě 188,8 m n. m. V úrovni terénu tato stěna přechází do monolitické železobetonové podzemní stěny. Celá konstrukce zavázání je od konstrukce povodňového uzávěru Rokytky oddělena těsněnou dilatační spárou. V rámci konstrukce podzemní stěny bylo nutné vyřešit též křížení s kmenovou stokou „E“, která je vedena souběžně s osou Rokytky. Těsně za linií ochrany je na ní v rámci PPO vybudována hradidlová komora, umožňující její uzavření v případě povodňové situace. Odlehčovací objekt Rokytky (obr. 7) je situován v dělící hrázi mezi Rokytkou a přístavním bazénem. Slouží pro převádění vod Rokytky v případě povodňové situace na Vltavě od okamžiku uzavření vrat Rokytky při dosažení kóty hladiny 183,5 m n. m. Rozměry odlehčovacího objektu byly stanoveny na základě potřeby převést za tohoto stavu povodňový průtok v Rokytce o velikosti Q100 = 54 m3/s. Povodňovému průtoku odpovídá šířka objektu 15 m a kóta pevné přelivné hrany. Protože bylo nutné zajistit, aby až do dosažení hladiny na kótě 183,5 m n. m. nepřepadávala voda z Rokytky do přístavního bazénu, bylo třeba do odlehčovacího objektu osadit pohyblivý jezový uzávěr. Pro tento účel bylo využito pryžotextilního vakového uzávěru plněného vodou s hrazenou výškou 1,6 m s max. korunou na kótě 183,6 m n. m. Odlehčovací objekt sestává z nátokové části, jezového prahu s nábřežními stěnami a z výtokové části. Nátoková část je tvořena šikmo skloněným dnem, překonávajícím výškový rozdíl mezi dnem Rokytky a pevnou přelivnou plochou. Dno nátokové části je provedeno z kamenné dlažby do betonu provedené ve sklonu 1:2,5 a napojené na opevnění dna Rokytky. Boční stěny byly realizovány z monolitického železobetonu jako gravitační opěrné zdi.

Jezový práh je tvořen polorámovou monolitickou železobetonovou konstrukcí s tloušťkou dna 1 m, o celkové délce 9,2 m a celkové šířce 17 m. Návodní část prahu ze strany Rokytky slouží jako základ pro přemostění odlehčovacího objektu, které je tvořeno železobetonovou polorámovou konstrukcí tvořící samostatný dilatační celek. Povodní část prahu, sloužící pro přikotvení pláště vaku a pro jeho uložení ve sklopené poloze, je opatřena na straně přístavního bazénu zavazovacím ozubem. Na pravé straně jezu jsou v nábřežní zdi umístěny manipulační šachty jezu o rozměrech 4,3 x 1,8 m, rozdělené na čtyři sekce – nápustnou, plnící, přetlakovou a prázdnící. Šachty mají z důvodu vytvoření potřebného přetlaku strop na kótě 184,9 m n. m. Vystrojení ovládacích šachet, sloužících k regulaci výšky vakového uzávěru, sestává z plnícího čerpadla, šoupátkových uzávěrů a potřebných ocelových dílů. Prázdnění vaku je zajištěno šoupátkem s elektropohonem. Vak bude plněn i prázdněn z přístavního bazénu. V jezovém prahu je umístěno plnící a prázdnící potrubí vaku propojující tělo vaku s manipulačními šachtami. Tělo vaku je ke spodní stavbě přikotveno kotevními profily, tvořenými dvojicí pozinkovaných ocelových válcovaných nosníků s nerezovými šroubovými spoji. Výtoková část objektu je tvořena šikmo skloněným dnem, překonávajícím výškový rozdíl mezi pevnou přelivnou plochou a dnem přístavního bazénu. Dno výtokové části je provedeno z urovnaného těžkého kamenného záhozu a kamenné dlažby kladené do betonového lože a prolité betonem ve sklonu 1:2,5. Opevnění je opřeno o štětovou stěnu odřezanou v úrovni dna přístavního bazénu. Pravobřežní nábřežní zeď je provedena jako úhlová s odstupňovanou korunou navazující na nábřežní zeď směrem ke vtoku do čerpací stanice. Levobřežní nábřežní zeď má šikmou korunu provedenou ve sklonu 1:2. Protipovodňový uzávěr vjezdu do Libeňského přístavu (obr. 8 až 10) je umístěn v místě stávajícího uzávěru. Stávající zděný objekt, vybudovaný pravděpodobně v meziválečném období minulého století, měl světlou šířku 16,5 m, hloubku nad záporníkem cca 4,6 m, kótu dna v prostoru pohybu vrat 175 m n. m., výšku záporníku 0,6 m a kótu horní hrany vrat 185,6 m n. m. Hrazená výška původních vzpěrných vrat byla


2/2006

STAVEBNÍ


Obr. 8 Betonáž základové desky uzávěru přístavu Fig. 8 Concreting of basic slab at the gate of port

i na tehdejší dobu úctyhodná a činila 10 m. Horní plato objektu se nacházelo na kótě 186,15 m n. m. Dno objektu je tenké (cca 0,5 m) a je založeno na prohloubeném skalním podloží. Od objektu se bohužel nezachovala žádná dokumentace a způsob jeho založení byl prozkoumán pomocí vrtů v rámci realizace stavby. V tendrové dokumentaci se předpokládalo, že se stávající objekt vybourá. V rámci realizace stavby bylo rozhodnuto, že část zdiva bočních zdí nevyčnívajících nad plánovaný upravený terén bude využi-

Obr. 9 Dokončený uzávěr přístavu včetně přemostění Fig. 9 Finished gate of the port including bridging

ta jako pažení a současně vnější bednění pro novou železobetonovou polorámovou konstrukci uzávěry. Též konstrukce dna byla ponechána a posloužila jako těsné zavázání objektu do skalního podloží. Nově budovaný uzávěr je koncepčně řešen obdobně jako uzávěr Rokytky. Objekt má světlou šířku 12 m, kótu dna záporníku 178,2 m n. m. odpovídající minimální hloubce vody nad záporníkem 2 m a celkovou délku 15,3 m. Železobetonové stěny konstrukce uzávěry jsou i zde vytaženy nad úroveň návrhové povodně Q2002, tj. na kótu 188,8 m n. m. Stejnou kótu má horní hrana vzpěrných vrat. V prostoru pohybu vrat má dno objektu kótu 177,8, takže záporník vrat vytváří stupeň ve dně výšky 0,4 m. Z obou stran vrat jsou ve stěnách umístěny drážky pro provizorní hrazení z trubkových hradidel světlé šířky 12 m. I zde slouží pro případné revize a opravy vrat a nouzové zahrazení v případě poruchy vrat. Vrátňové výklenky ve stěnách objektu mají hloubku 1 m, tloušťka stěn zde činí 1,5 m. Vzpěrná vrata s celkovou hrazenou výškou 10,6 m mají klasickou ocelovou konstrukci obdobnou jako u vrat Rokyt-

ky. Pohyb obou vrátní zajišťují lineární elektrické servopohony umístěné v drážkách zapuštěných do železobetonových konzol pod úrovní horního plata uzávěry. Obě vrátně jsou vybaveny ocelovými komunikačními lávkami. Pro vyrovnání hladin mezi přístavním bazénem a Vltavou v případě opadnutí povodně slouží tabulový, elektricky ovládaný uzávěr umístěný v jedné vrátni uzávěru. Přemostění vjezdu do přístavu navazuje na uzávěr na straně přístavního bazénu, který je tvořen dvěma gravitačními opěrnými zdmi založenými až na skalní podloží. Zdi mají korunu na kótě 187,6 m n. m. a jsou na levé straně zavázány do přírodního svahu přístavního bazénu a na pravé straně do nízké nábřežní zídky propojující objekt se zdí nátoku do čerpací stanice. Šikmo umístěný prefabrikovaný železobetonový most přes vjezd do přístavního bazénu má světlou šířku 3 m a podjezdnou výšku pro lodní dopravu 7 m. Most slouží pro pěší komunikaci a převedení trasy cyklostezky a není dimenzován na průjezd těžkých mechanizmů. V konstrukci mostu jsou mimo pochůznou plochu umístěny chráničky pro nn

Obr. 10 Hotová stěna uzávěru přístavu Fig. 10 Finished sidewall at the gate of port


2/2006

kabely pro napájení čerpací stanice a celého vodního díla. Cyklostezka (obr. 11) vedená přes celý soubor objektů v Libeňských přístavech má světlou šířku 3 m. Výškový rozdíl mezi přemostěním vjezdu do přístavu a přemostěním Rokytky je překonán soustavou železobetonových ramp se zdrsněným povrchem délky 8,5 m se sklonem 1:12 a s vloženými odpočívkami délky 1,5 m. Z cyklostezky je možný i přístup pro pěší do obou částí strojovny čerpací stanice. Prostor mezi mostem přes Rokytku a manipulační plošinou nad vtoky do čerpací stanice je propojen příjezdnou rampou s železobetonovou vozovkou. V prostoru mezi cyklostezkou, čerpací stanicí, protipovodňovou zdí a uzávěrem vjezdu do přístavu je umístěna skládka trubkových hradidel pro provizorní zahrazení vtoku do čerpací stanice (šířky 8 m), uzávěru Rokytky (šířky 10 m) a uzávěru vjezdu do přístavu (šířky 12 m). Jímka je kryta dřevěnými demontovatelnými dílci spočívajícími na ocelové nosné konstrukci. Celý soubor objektů je doplněn architektonickými prvky, tj. zábradlími, ven7

STAVEBNÍ


Obr. 11 Celkový pohled na strojovnu čerpací stanice a cyklostezku Fig. 11 General view of the machine room of the pumping station and cycle route Obr. 12 Celkový pohled na dokončené dílo Fig. 12 General view of the completed work Obr. 13 Zkouška čerpací stanice Fig. 13 Operational test of the pumping station

kovním osvětlením, zpevněnými plochami, schodišti a vegetačním doprovodem. Z finančních důvodů bylo nutno upustit od obkladu celého díla žulovými pásky. Veškeré viditelné povrchy železobetonových konstrukcí byly opatřeny pohledovým bedněním a antigrafitti nátěry. PR OVÁ D Ě N Í

ŽELEZOBETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Většina konstrukcí komplexu měla charakter masivní konstrukce, kde se významným způsobem projevují důsledky uvolňování hydratačního tepla na její celkovou vnitřní napjatost a celistvost. Z tohoto důvodu zde byly pečlivě voleny velikosLiteratura: [1] Cabrnoch J.: Protipovodňová opatření na ochranu hl. m. Prahy, Sb. Vodní toky, Hradec Králové, listopad 2003 [2] Neumayer O.: Protipovodňová ochrana Libeňských přístavů, Sb. Vodní toky, Hradec Králové, listopad 2004 [3] Neumayer O.: Projekt protipovodňové ochrany Karlína a Libně, Sb. Protipovodňová ochrana hl. m. Prahy, duben 2005

8

ti jednotlivých bloků a betonážních záběrů tak, aby se snížilo teplotní maximum uvnitř konstrukce a současně i teplotní spád mezi vnitřkem a povrchem. Pro výstavbu konstrukcí byla zvolena receptura betonu s minimálním množstvím cementu a byl použit cement CEM II s nižším vývinem hydratačního tepla a delší dobou jeho uvolňování. Velký vliv na snížení teplotního spádu měl i způsob ošetření betonu po jeho uložení. Povrch betonu byl po betonáži tepelně izolován polystyrénovými rohožemi. Jednou z hlediska výstavby náročnou masivní konstrukcí byla základová deska protipovodňového uzávěru přístavu. Její půdorysné rozměry jsou 15,6 x 18,7 m a tloušťka je 2,8 m. Pracovní záběry byly rozčleněny jak vertikálně, tak horizontálně. Deska byla rozdělena na dvě dílčí tloušťky (lamely), které byly vybetonovány s několikadenní přestávkou. Betonáž první lamely navíc komplikovala voda vyvěrající ze základové spáry, která musela být odvedena mimo betonovanou část. V půdorysu byla konstrukce rozdělena do čtyř betonážních celků, které byly betonovány šachovnicově. Zajímavostí byla výstavba šikmého pře-

mostění cyklostezky přes vjezd do přístavu. Realizace této, původně monolitické, konstrukce probíhala v době, kdy byl vjezd již zaplaven. Konstrukce lávky byla podélně rozdělena na tři části, které byly vyrobeny jako staveništní prefabrikáty délky 14,5 m a hmotnosti až 19 t. Na své místo byly osazeny těžkým mobilním jeřábem. Při výstavbě železobetonových konstrukcí bylo použito systémové bednění PERI, které bylo u tvarově složitějších konstrukcí doplněno klasickým dřevěným bedněním. U vysokých konstrukcí byly

využity závěsné lávky. Materiálem pro železobetonové konstrukce byl ve smyslu tendrové dokumentace vodostavebný beton HV4 T50 B 20, ocel 10 505 a výztužné sítě KARI. Identifikační údaje stavby Investor Magistrát hl. m. Prahy, OMI Generální Metrostav, a. s., divize 6 dodavatel Generální AQUATIS, a. s. projektant Realizace srpen 2004 až listopad 2005 stavby Celkové 270 mil. Kč náklady

Ing. Oldřich Neumayer, CSc. AQUATIS, a. s. Botanická 56, Brno tel.: 602 577 611, fax: 541 211 665 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Kasal Metrostav, a. s., divize 6 Bystrá 2243, Praha 9 tel.: 602 337 325, fax: 266 011 601 e-mail: [email protected]


2/2006


2/2006

9

STAVEBNÍ


VYUŽITÍ

BETONU PŘI VÝSTAVBĚ AQUAPARKŮ USING OF CONCRETE IN AQUAPARK CONSTRUCTIONS B O H U M I L Š ŤA S T N Ý Beton je při výstavbě bazénových konstrukcí vyhledávaným materiálem. Vyžaduje však důsledné dodržování základních technologických postupů, abychom dosáhli jeho kladných vlastností. Concrete is necessary by a swimming pool construction. It is very important to observe technological order to make the best account of its positive features. Současná koncepce ve výstavbě plaveckých zařízení odráží bezprostředně situaci ve světě, kdy se celý proces od projekce, přes výstavbu, až k provozu, podřizuje především otázkám ekonomickým. Pozornost se soustřeďuje na jednoduchá, zábavná, investičně nenáročná a zejména provozně levná zařízení (tj. málo zaměstnanců, hospodárné využívání všech druhů energií, minimální údržba...). Investuje se zejména do toho, co přinese nejjednodušší provoz, co bude potřebovat nejmenší údržbu a co bude klást nejmenší nároky na lidskou pracovní sílu a na všechny druhy energií. Soudobá koncepce vede k jisté samoobsluze pomocí mechanizace a četných automatických zařízení, aniž by tím utrpěl výsled-

ný standard. Ukazuje se výhodnějším případně zvýšit investiční náklady na pořízení vysoké technické úrovně, bude-li to mít za následek dlouhodobé úspory v provozních nákladech. Velký důraz je v této souvislosti kladen i na levné materiály, které umožní vytvořit bezpečné a přitom zajímavé dílo. Spokojenost investora s provedením celého díla bude vysoká, budou-li provedeny kvalitně všechny dílčí prvky celku a toho lze dosáhnout pouze tehdy, je-li správně rozvržena hladina významnosti jednotlivých prvků. Budeme-li brát za celek areál koupaliště u veřejných bazénů, pak základním prvkem, jehož spolehlivost bude stěžejní, je bezesporu vlastní bazénová vana. Návrh bazénové vany je nutno vztáhnout do dvou základních kategorií, a to na návrh celkové geometrie (tvaru a velikosti) bazénu a návrh materiálu bazénu. P O Ž A D AV K Y N A B A Z É N O V O U VA N U Požadavky na geometrii bazénu jsou zpravidla určeny počtem uživatelů, popř. zvýšenými nároky investora. Spokojenost v tomto směru je obvykle zřejmá velmi brzy po zahájení provozu. Složitější to bývá s výběrem materiálu bazénu, jehož náročnost v poslední době umoc-

ňuje rychlý rozvoj technologií se stále větší nabídkou, a tudíž nepřehledností při výběru z nabízeného sortimentu. Fakt, bylo-li při návrhu zvoleno správné řešení, se projeví až v delším časovém horizontu, což může mít značně neblahé důsledky pro ekonomiku provozu. Velmi důležitou otázkou, na něž má značný vliv materiál konstrukce, je vodotěsnost bazénu. Vodotěsnost bazénové vany může zabezpečit buď vlastní (nosný) materiál bazénu, nebo použití různých typů vodotěsných vrstev aplikovaných na konstrukční materiál tak, aby zamezily styku tohoto materiálu s bazénovou vodou. Volbu konstrukčního materiálu bazénu ovlivňují především tyto faktory: velikost bazénu, jeho umístění vzhledem k terénu (nadzemní, částečně zapuštěný, zcela zapuštěný), účel, k němuž je bazén určen (plavecký, skokanský, rodinný apod.), prostředí, v němž bude provozován (venkovní, krytý, lázeňský apod.), charakter podloží, investiční a provozní náklady vztažené k použití materiálu za daných podmínek atd. Z P Ů S O BY

KONSTRUKČNÍHO

PROVEDENÍ

Hlavní konstrukční systém betonového bazénu může být vyhotoven jako: Bazény z prostého betonu – aby byl vyroben relativně spolehlivý bazén tohoto typu, je třeba navrhovat a vyrábět konstrukci s minimem podnětů ke vzniku tahových napětí (minimalizovat negativní účinky smršťování, sedání apod.). Dnes se tato konstrukce používá výjimečně, zejména pro svou malou spolehlivost způsobenou již zmíněnými faktory. Dříve bylo jeho použití častější především z důvodů snadného provádění a nízké ceny. Bazény z železobetonu – jsou nejtypičtějším a nejčastěji navrhovaným typem bazénů z betonu. Jejich kvalita závisí především na důsledném dodržení technologických postupů výroby, tj. správné navržení a osazení výztuže a dodržení všech zásad výroby betonu. Obr. 1 Pohled na venkovní železobetonový Aquapark s keramickým obkladem v Kutné Hoře Fig. 1 View of outdoor Aquapark in Kutna Hora

10


2/2006

STAVEBNÍ

vé vany může zabezpečit buď vlastní (nosný) materiál bazénu, nebo použití různých typů vodotěsných vrstev aplikovaných na konstrukční nosný materiál tak, aby zamezily styku tohoto materiálu s bazénovou vodou. Úlohou hydroizolačních stěrek tedy je zabránit styku vody s betonovou konstrukcí bazénu. Toto je třeba zajistit z důvodu možného agresivního působení vody na korozně náchylnou ocelovou výztuž, ale také na beton, u kterého hrozí vyluhování částic Ca(OH)2. Průsak vod bazénovou vanou by navíc negativně působil na hygienický a estetický faktor provozu, docházelo by ke ztrátám vody a mohlo by dojít též k vyplavení okolních prostor. Vzhledem k vysokým nárokům na vodotěsnost se u bazénových van ve většině případů užívá zdvojené hydroizolace, tj. vodostavebního betonu a hydroizolační stěrky.

Do této kategorie lze řadit kromě klasicky řešených konstrukcí železobetonových bazénů prováděných pomocí systémového bednění též další speciální způsoby provádění pomocí ztraceného bednění. BETONOVÁ SM ĚS Aby byla pro betonáž bazénu připravena vhodná směs, je třeba se držet několika obecných zásad. Vzhledem k požadavku na vodotěsnost je vhodné použít jemně mletého cementu (nejlépe jemně mletých cementů s minimálním obsahem vápna a vysokou pevností), nejčastěji se používají struskoportlandské, struskové nebo vysokopecní cementy. Příznivě na vlastnosti betonu bazénové vany působí též použití jemně mletých příměsí (například vysokopecní granulovaná struska, křemičité úlety, diatomit, popílek, bentonit, a to v množství do 15 až 20 % hmotnosti cementu), nebo použití plastifikačních přísad (působících příznivě na zpracovatelnost), provzdušňovacích přísad (působících příznivě na mrazuvzdornost), přísad urychlovacích, retardačních či přísad na zvýšení vodotěsnosti. Velmi důležitá je také vhodná volba vodního součinitele v, což je poměr udávající množství použité vody w k množství použitého cementu c. Ten by měl být co nejmenší, protože při volbě vysokého v vznikají negativní procesy při tvrdnutí, které mají za následek vznik tahových napětí. Na výslednou kvalitu betonové konstrukce má nemalý vliv také použití vhodného kameniva, které může být drcené, lépe však přírodní bez výskytu organických příměsí. Kamenivo by mělo mít vhodnou křivku zrnitosti, jež přispěje k větší homogenitě směsi. Doporučeno je použít směsi kameniva alespoň čtyř různých frakcí, kde maximální velikost zrna by neměla překročit 50 mm. Výsledkem smíchání jednotlivých složek je betonová bazénová konstrukce o minimální pevnosti v tlaku 25 MPa. D I L AT A Č N Í A P R A C O V N Í S P Á R Y Mezi další otázky, jež musí být vyřešeny ve vztahu k celkovému konstrukčnímu uspořádání betonového bazénu, je umístění a uspořádání dilatačních a pracovních spár, řešení izolace konstrukce, povrchových úprav a prostupů. Dilatace by měla mít takovou šířku, aby pohyb betonových dílců korespondoval s použitými hmotami. Minimální šířka dilatace by měla být 20 mm.


Obr. 2 Pracovní spára řešená dilatačním plechem Fig. 2 Joint of work solution with a metal plate

Úlohou oddilatování bazénů je umožnit posun jednotlivých částí tak, aby nevznikaly v konstrukci přídavná napětí. Pro vlastní návrh dilatačních spár je důležité přihlédnout k některým obecným zásadám. Počet dilatačních spár by měl být co nejmenší, dilatační spára by měla probíhat min. 500 mm od rohů a ohybů konstrukce, nemá protínat svislé, nebo zešikmené plochy v základové spáře, musí být vedena kolmo k základové spáře atd. V místě dilatace jsou kladeny mimořádné požadavky na izolaci, která je pod vlivem značného mechanického namáhání způsobeného pohyby jednotlivých částí konstrukce. Podle funkce a směru pohybu mohou být dilatační spáry děleny na expanzivní (vodorovný směr pohybu), posuvné a pohybové. Vhodné izolační vlastnosti dilatační spáry zajišťuje především použití pružných tmelů, gumových pásků, gumových klínů, tvarovaných gumových profilů, profilů z plastů či kovů s ohybem. Výplň dilatační spáry mohou tvořit různé nenasákavé materiály, například korek, pěnové sklo, polystyrén, sklobit atd. ŘEŠENÍ

V O D OT Ě S N O S T I B E T O N O V Ý C H

BAZÉNŮ

Další velmi důležitou otázkou, na níž má značný vliv materiál konstrukce, je vodotěsnost bazénu. Vodotěsnost bazéno-


2/2006

Obr. 3 Výřez hydroizolační stěrky Fig. 3 Cut-out of hydrostopper

ŘEŠENÍ

P O V R C H O V É Ú P R AV Y

BETONOVÉHO BAZÉNU

Z hlediska hygienického a estetického je důležitým konstrukčním prvkem povrchová úprava bazénu. Musí být provedena z hladkého a neklouzavého materiálu, který bude snadno čistitelný a zajistí dobrý přehled nad jeho momentálním stavem. Aby bylo dosaženo těchto vlastností, je třeba důsledně dbát návodu pro použití daného materiálu. Keramické obklady jsou často navrhovanou povrchovou úpravou zvláště pro svou trvanlivost, vysokou hygienickou a estetickou úroveň. Mezi hlavní nevýhodu obkladů patří vysoké investiční náklady, které souvisí s relativně složitým prováděním, u kterého je nutno dodržet přesné technologické postupy předepsané výrobcem. Lze používat jen nenasákavé, glazované, mrazuvzdorné obklady se zdrsněným povrchem na zadní straně, jež ukládáme do cementového lože, nebo je můžeme lepit (výhod11

STAVEBNÍ


bazénu je velmi důležité správné řešení prostupů. Prostupy musí být pevně uchyceny a osazeny před vlastní betonáží. Prostupy procházející přes izolaci proti tlakové vodě se provádí sevřením této izolace mezi dvě příruby, z nichž jedna je pevná a druhá pohyblivá. Potrubí z jiného materiálu, než je ocel, jsou těsněna speciálními bobtnajícími hmotami. Obvykle je nutno provádět prostupy pro přívodní potrubí, potrubí pro odtok ze žlábků, potrubí vypouštěcí, sací a výtlačná potrubí atrakcí, kotvy vodonepropustné izolace, pozorovací okna, osvětlení bazénů apod. O Š E T Ř OVÁ N Í

BETONU BAZÉNOVÉ

VANY

Cílem ošetřování betonu je dosažení co největší pevnosti betonu využitím hydratace cementu a nerušené tvorby struktuObr. 4 Pohled na betonovou konstrukci před a po obložení keramikou Fig. 4 View of concrete frame before and after ceramic lining

ná je vodotěsnost přípravků). Typově lze použít keramických nebo porcelánových obkladaček, ale též keramických, glazovaných, skleněných nebo umělohmotných mozaikových obkladů. Pokládka obkladů a dlažeb musí být prováděna celoplošně tak, aby nevznikaly pod obkladem dutiny. Důvodem je především možná kondenzace vzdušné vlhkosti a možné zmrznutí této vody v zimním období a následná separace obkladu. Dalším významným důvodem bezdutinového nalepení je možnost pomnožení mikroorganismů v případných dutinách a následné potenciální ohrožení koupajícího. Bezdutinového nalepení obkladu lze docílit oboustranným nanesením (tj. na podklad i obkladačku) lepícího tmelu zubovou stěrkou, tzv. „Buttering–Floating“. Z hlediska barevnosti obkladu se doporučuje ble-

děmodrý odstín, který vytváří atmosféru křišťálové vody. Zejména pro hlubší části bazénu je vhodná také bílá barva obkladů. Dalším namáhaným místem při provádění keramického obkladu je spárovací malta. Při výběru spárovací malty je nutno volit takovou, která je trvale odolná chlorové vodě a běžně používaným čistícím prostředkům včetně působení UV záření. ŘEŠENÍ

PROSTUPŮ BETONOVÝM

BAZÉNEM

Pro zajištění vodotěsnosti konstrukce Obr. 5 Typy prostupů v betonové konstrukci Fig. 5 Types of feeds in concrete frame

12

ry cementového kamene. Je nutno omezit nežádoucí tahová nebo tlaková napětí ve struktuře betonu, která mohou vzniknout rychlým vysušením povrchu betonu nebo jeho zmrznutím. Zhoršení kvality konstrukce může nastat také předčasným odbedněním nebo odformováním. Ošetřování a ochrana povrchu betonu začíná co nejdříve po uložení a zhutnění betonu. Vlhké ošetřování zajišťuje dostatečnou hydrataci cementu na povrchu betonu. Vysušení povrchu snižuje pevnost betonu, způsobuje smršťovací trhlinky, vznikají deformace, které snižují trvanlivost betonu. Povrch betonu musí být udržován vlhký nebo se musí zamezit odpařování vody z jeho povrchu.


2/2006

Metody ochrany betonu: • ponechání betonu v bednění delší dobu, • pravidelné mlžení vodou v krátkých intervalech, • překrytí povrchu betonu fóliemi nebo vlhkými tkaninami, • nástřik parotěsnou látkou (většinou emulzí na bázi parafínů), která vytvoří ochranný film zamezující odpařování vody. Doba a způsob ošetřování betonu závisí na celé řadě vlivů, z nichž nejdůležitější jsou povětrnostní podmínky. Z těchto důvodů uvádím několik praktických rad pro ošetřování betonu: • Běžné počasí s teplotou 20 ± 5 °C, rel. vlhkostí nad 50 %, střední sluneční svit nebo střední vítr – po dobu tuhnutí asi 12 až 24 hodin, ale minimálně 6 hodin, zakrýt povrch betonu textilní matrací zadržující vodu nebo slaměnou rohoží; při tvrdnutí betonu udržovat povrch vlhký nejméně 3 dny nebo nastříkat parotěsnou látku. • Horké počasí s teplotami nad 25 °C, relativní vlhkostí do 50 %, s intenzivním slunečním svitem nebo větrným počasím – po dobu tuhnutí stejně jako v 1. případě; při tvrdnutí betonu udržovat povrch betonu stále vlhký nebo zakrytý fóliemi, lze také nasypat na povrch 50 mm vrstvu vlhkého písku; doba ošetřování nejméně 4 až 7 dnů, desky až 14 dnů a z toho 10 dnů je stříkat mlhovinou vody. • Studené a vlhké počasí s teplotami kolem 15 °C, vysokou relativní vlhkostí vzduchu (> 0,8), slunce nesvítí a je většinou bezvětří – během tuhnutí a tvrdnutí betonu po dobu nejméně 3 dnů zakrýt povrch plastovými fóliemi nebo světlým, nepropustným papírem. • Mrazivé počasí s teplotami +5 až –5 °C – doba ošetřování minimálně týden. Beton jako většina materiálů podléhá též korozi. Agresivně na betonové konstrukce působí především vody s nízkým obsahem rozpuštěných látek, vody kyselé (zejména silné minerální kyseliny), vody obsahující agresivní oxid uhličitý, síranové vody, vody s vyšším obsahem hořčíku, ostatní vody (např. vody s vyšším obsahem amoniaku). Aby betonové konstrukce nebyly degradovány, používají se různé aktivní i pasivní způsoby ochrany. Mezi aktivní způsob ochrany můžeme počítat vhodný návrh odvodnění konstrukce, mezi pasivní různé izolace a úpravy povrchů. Velký důraz je u vodostavebních konstrukcí kladen na dobu odbednění po betonáži a následné ošetření betonu. Čím delší doba pro odbednění (min. 7 dní), tím lepší kvalita betonu. Příliš brzké odbednění vede ke vzniku trhlinek vlivem náhlých změn teploty. Počet dnů pro odbednění závisí na místních podmínkách a okolní teplotě. Z ÁV Ě R Při dodržení popsaných technologických zásad výroby betonu můžeme předpokládat, že vlastní betonová vana bude mít téměř neomezenou životnost a při správném provedení dalších prací nutných k zhotovení kvalitního bazénu bude realizováno dílo s vysokou spolehlivostí.

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]

Ing. Bohumil Šťastný, Ph.D. Fakulta stavební ČVUT v Praze Katedra zdravotního a ekologického inženýrství Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 403 e-mail: [email protected]

13

STAVEBNÍ


MALÁ

VODNÍ ELEKTRÁRNA VRAŇANY SMALL HYDRO-POWER PLANT VRAŇANY O L D Ř I C H N E U M AY E R , P A V E L K A S A L Sto let po vybudování vodní cesty do Prahy se první vltavský stupeň dočkal energetického využití. V dubnu 2006 bude dokončena výstavba příjezové MVE u jezu ve Vraňanech, která se svým výkonem cca 3 MW a průměrnou roční výrobou 17 GWh elektrické energie zařadí k největším průtočným vodním elektrárnám v České republice. Její realizace je nemalým příspěvkem ke splnění závěrů směrnice EU č. 77/2001 o zvýšení podílu využívání obnovitelných zdrojů energie. One hundred years after the waterway was built to Prague the first stage on the Vltava river finds its utilization. Construction of the 3MW SHPP at the weir Vraňany which by its average yearly generation of 17 GWh of electric energy will rank the largest flow through hydropower plant in the Czech Republic. Its implementation is a substantial contribution to the fulfilment of the EU directives Nr. 77/2001 regarding utilization of exploitation renewable energy. Součástí dlouhodobých snah o komplexní využití hydroenergetického potenciálu dolního toku Vltavy je i výstavba MVE Vraňany v říčním km 11,500. Vodní dílo Vraňany – Hořín sestává z pohyblivého jezu ve Vraňanech, levobřežního plavebního kanálu délky 11,7 km zakončeného dvojicí plavebních komor v Hoříně a dolním plavebním kanálem zaústěObr. 1 Vyztužování základové desky Fig. 1 Reinforcing of the foundation slab

14

ným do Labe pod jeho soutokem s Vltavou. VD bylo uvedeno do provozu v roce 1905 jako součást kanalizace Vltavské vodní cesty. Původní hradlový jez byl v roce 1976 až 1986 rekonstruován na pohyblivý klapkový jez o třech nestejně širokých polích. Plavební kanál a plavební komory se dosud výraznější rekonstrukce nedočkaly, kromě plavební uzavírky na začátku kanálu, jejíž rekonstrukce se nyní dokončuje. Při pravém břehu jezu se zachovala malá plavební komora, původní vorová propusť a stávající rybochod. Součástí VD je velín jezu umístěný na pravém břehu vedle vorové propusti vybudovaný v rámci rekonstrukce jezu. Hydroenergetický potenciál VD nebyl doposud využit. V roce 1997 byla zpracována technicko-ekonomická studie, jejímž výsledkem bylo doporučení realizovat nejdříve výstavbu příjezové MVE s hltností QT = 80 m3/s a v další etapě MVE u plavebních komor v Hoříně s hltností QT = 30 m3/s. Po zvážení několika variant uspořádaní příjezové MVE bylo rozhodnuto využít jako přívodní kanál konstrukci původní plavební komory, dnes nevyužívané. Cílem navrhovaného řešení bylo optimální využití hydroenergetického potenciálu při zachování příznivého poměru mezi investičními náklady a množstvím vyrobené elektrické energie. Při návrhu technického řešení byl předpokládán minimální průtok v korytě Vltavy pod jezem MQ = 35 m3/s garantovaný Vltavskou kaskádou. Průměrný průtok vody v daném profilu činí Qa = 149 m3/s. Horní hladina v jezové zdrži se před-

pokládá na dnešní kótě 163,90 m n. m. (Balt), poloha spodní hladiny závislá na průtoku bude snížena prohrábkou v délce cca 600 m o mocnosti do 2 m. Práh výtoku z MVE je situován na kótě 157,80 m n. m., dno prohrábky je provedené v podélném sklonu 0,5 . Hrubý spád na MVE tedy při průtoku MQ činí 4,7 m, při průtoku odpovídajícím hltnosti turbíny QT činí 3,8 m. V MVE je osazena jedna přímoproudá Kaplanova turbína v provedení PIT o průměru oběžného kola D = 3350 mm, která má při max. hltnosti QT = 80 m3/s a návrhovém spádu Hn = 3,9 m, výkon PT = 2700 kW. Výkon z turbíny je přenášen přes čelní převodovku na synchronní generátor U = 6,3 kV, PG = 3125 kVA a dále přes transformátor U = 22/6,3 kV, P = 3500 kVA do distribuční sítě 22 kV SČE. Průměrná roční výroba elektrické energie se předpokládá ve výši E = 17 GWh. Vtokový objekt byl vybudován před stávajícím horním ohlavím plavební komory sloužící jako přívodní kanál. Objekt je vybaven převýšeným vtokovým prahem délky asi 20 m, svírajícím s osou MVE úhel 30°. Pro usměrnění proudění v oblasti nátoku byla ve vtokovém objektu vybudována dvě usměrňovací železobetonová křídla, jejichž tvar byl určen na základě vyhodnocení numerického 2D modelu turbulentního proudění. Na vtokový práh navazuje dno ve tvaru zborcené přímkové plochy pokračující ve stávajícím dnu komory. Obr. 2 Betonáž bočních stěn spodní stavby Fig. 2 Concreting of the sidewalls of the substructure


2/2006

STAVEBNÍ

Obr. 3 Bednící díl savky Fig. 3 Formwork component of the draft tube

Obr. 5 Savka po odbednění Fig. 5 Draft tube after the formwork was removed


Obr. 4 Bednění horní části savky Fig. 4 Formwork of the superstructure of the draft tube

Přívodní kanál využívá konstrukci stávající plavební komory o šířce 8 m a délce asi 80 m s kótou dna 159,40 m n. m. Součástí úprav objektu bylo zabetonování vrátňových výklenků, horních obtoků, pročištění a zabetonování dna komory, vyspárování stávajícího kamenného obkladu a doplnění kamenných kvádrů na plato objektu tak, aby byl v maximální míře zachován charakter stavby staré téměř jedno století. Plato kanálu je umístěno 0,45 m nad provozní hladinou. Vtok do MVE tvoří samostatný dilatační blok sloužící k hydraulicky pozvolnému přechodu z profilu přívodního kanálu do profilu česlí. Vtok navazuje na stávající jezovou chodbu, konstrukci stávající plavební komory a břehový pilíř jezu. Je proveden jako vodotěsný a dimenzován na stav úplného vypuštění v případě zahrazení pomocí hradel situovaných v profilu jezové chodby. Levá stěna vtoku je na straně podjezí opatřena bezpečnostním přelivem délky 11 m s přelivnou hranou na kótě 164,10 m n. m. Přeliv slouží ke snížení rázových vln v přívodním kanále v případě náhlého odstavení turbíny. Stěny vtoku jsou stejně jako plato kolem horní stavby MVE umístěny 1,4 m nad provozní hladinou. Dno vtoku je provedeno ve sklonu 1:3, stěny jsou svislé a tvoří se dnem polorámovou konstrukci. Tloušťka dna i stěn činí ve spodní části 1,5 m a v horní 1 m. Vtok má celkovou délku 24 m a světlou šířku 8 m. Spodní stavba navazující na objekt vtoku těsněnou dilatační spárou, slouBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2006

15

STAVEBNÍ


Obr. 6 Podélný řez osou turbíny - detail Fig. 6 Longitudinal section through the turbine axis - detail

ží k umístění přímoproudé turbíny. Šířka spodní stavby činí asi 12,3 m, délka 40,7 m a výška od nejhlubšího bodu základové spáry nacházející se na kótě 150,3 m n. m. úctyhodných 15 m. Uspořádání spodní stavby je plně přizpůsobeno použitému technologickému zařízení. Objekt sestávající z jednoho dilatačního bloku tvoří krabicová vodotěsná konstrukce vzdorující účinkům vztlaku i při zahrazeném vtoku a výtoku za savky turbíny a úplně vyčerpaném hydraulickém obvodu, a to i při průtoku Q100, jejíž hladina sahá více než 2 m nad úroveň Obr. 7 Příčný řez osou oběžného kola Fig. 7 Cross section through the runner axis

16

plata tvořeného stropem spodní stavby MVE. Návodní stěna spodní stavby MVE je provedena ve sklonu 72° a navazuje na profil jemných česlí. Pro stírání shrabků z česlí je použit automatický pojízdný hydraulicky ovládaný čistící stroj dopravující shrabky do mobilního kontejneru nebo splachovacího žlabu. Spodní stavba je umístěna pod úrovní zvýšeného okolního terénu. Základová spára je zalomená a v celé ploše, stejně jako u objektu vtoku a výtokového objektu, leží na skalním podloží tvořeném křídovými slínovci. Ve spodní stavbě MVE se nachází dvě podlaží. Ve 2. PP je umístěna jímka prosáklé vody, sorbační odlučovač ropných látek, jímka uzávěrů vyčerpání hydraulického obvodu a příslušenství turbíny. Jímka pro vyčerpání hydraulického obvodu je od prostoru turbíny oddělena a je přístupná pomocí šachty z plata

nad rozvodnami. V této jímce jsou umístěna dvě ponorná čerpadla se společným výtlakem vyústěným do nábřežní stěny výtokového objektu. Ve spodní stavbě je dále umístěn vtok turbíny s drážkami pro provizorní hrazení od horní vody a savka turbíny s obdobnými drážkami ze strany dolní vody. Dále je zde umístěn ocelový PIT turbíny, ocelová kuželová část vtoku a savky, které jsou součástí technologické dodávky. Zbývající části vtoku a savky obsahující přechody ze čtvercového na kruhový profil byly provedeny jako železobetonové. Provedení obou částí bylo velmi náročné na přesnost a pevnost bednění. Drážky pro provizorní hrazení vtoku a výtoku jsou na úrovni plata kryty pojízdnými ocelovými poklopy. Součástí hrazení savky je i prostor pro skládku ocelových hradících tabulí. PIT turbiny sloužící pro umístění převodovky a generátoru je ze strany strojovny otevřen na úrovni 1. PP. Na stejné úrovni je umístěn i třídílný demontovatelný ocelový poklop nad turbínou opatřený dlažbou. Na úrovni 1. PP se v prostoru nad vtokem nachází strojovna vzduchotechniky a v prostoru nad savkou turbíny prostory elektročásti, tj. trafokobka pro trafo T1 6,3/22 kV, rozvodna vn 6,3 a 22 kV s trafem vlastní spotřeby T2 0,4/22 kV, rozvodna nn 0,4 kV s malým velínem a sklad. Prostor všech podlaží v MVE je přístupný po centrálním dvouramenném schodišti o světlé šířce 1,2 m. Schodišťová ramena jsou železobetonové prefabrikáty a podesty schodiště jsou monolitické s dodatečným napojením do již hotových železobetonových stěn pomocí systému „stabox“. Na podesty i ramena byla dodatečně položena dlažba. Tloušťka dna spodní stavby je větší než 1 m, vnější stěny v dolní části mají tloušťku 1 a 0,8 m, v horní části 0,6 m. Vodotěsný strop nad rozvodnami a místností vzduchotechniky má tloušťku 0,5 m. Horní stavba MVE navazuje bezprostředně na spodní stavbu pouze v prostoru strojovny a schodišťového prostoru. I ona je vzhledem k možnosti zatopení Q100 provedena až po úroveň kóty 167,4 m n. m. jako vodotěsná. Veškeré okenní parapety, vstupní dveře a kabelová smyčka pro vyvedení výkonu jsou umístěny nad touto úrovní. Tloušťka vodotěsných obvodových stěn je 0,5 m. Přístup ke vstupním dveřím do


2/2006

STAVEBNÍ

MVE je umožněn na říční straně po venkovním železobetonovém monolitickém schodišti vetknutém do dříku schodišťového prostoru, který vystupuje nad terén a je vhodně architektonicky zakomponován k budově strojovny. Pro dopravu menších dílů je v nábřežní stěně strojovny zřízena transportní plošina s přímým vstupem přes ocelové tlakové dveře. V horní stavbě je umístěna i jeřábová dráha na průběžných konzolových nosnících s kolejnicemi pro mostový jeřáb o nosnosti 25/3 t. Obezděné přívody a odvody chladícího vzduchu ve strojovně jsou vyvedené na stranu řeky a břehu. Vnitřní dveře a vrata jsou plechové, vstupní dveře a okna jsou hliníkové se zasklením dvojsklem. Veškeré podlahy jsou dlážděné. V 1. a 2. PP je u obvodových zdí zřízen odvodňovací žlábek svedený do jímky prosáklé vody. Kabelové kanály v podlaze jsou kryté ocelovým plechem. Prostory rozvoden jsou vybaveny zavěšenými podhledy. Povrchy stěn vnitřních prostor kromě strojovny, kde je keramický obklad do výše dveří, jsou z pohledového betonu s nátěrem bílé barvy. Vnější povrchy stěn, též z pohledového betonu, jsou opatřeny fasádním nátěrem dle architektonického návrhu. Střechu nad strojovnou tvoří dva štítové železobetonové zakřivené nosníky a dva mezilehlé lepené dřevěné nosníky, na které jsou položeny sendvičové panely kryté deskami ze skruženého trapézového plechu. Pro případnou demontáž dílů technologie slouží montážní otvor krytý snímatelným dílem střechy, o světlém rozměru 3,6 x 6,5 m. Střecha nad schodišťovým prostorem je železobetonová se střešním světlíkem. Výtokový objekt slouží pro odvedení vody od výtoku ze savky turbíny do prostoru prohloubeného koryta řeky v podjezí. Objekt tvoří samostatný dilatační blok oddělený od spodní stavby MVE netěsněnou dilatační spárou a slouží k hydraulicky pozvolném přechodu z obdélníkového profilu výtoku ze savky šířky 6,7 m do profilu půdorysně šikmo skloněného výtokového prahu (45°) šířky 17,9 m. Objekt má celkovou délku 26,15 m. Dno objektu má tvar přímkové zborcené plochy. Nábřežní stěna s korunou na kótě 165,2 a 162,9 s pozvolným přechodem 1:3 a dělící pilíř s kótou koruny 162,9 m n. m. tvoří se dnem polorámo-

vou konstrukci. Nepředpokládá se, že by objekt byl na výtokovém prahu provizorně zahrazen a vyčerpán, takže není navržen tak, aby odolával účinku vztlaku. Dno objektu tloušťky 1 m se u nábřežní zdi zvětšuje na 1,5 m. Nábřežní zeď má ve spodní části tloušťku 1,5 m a v horní 1 m. Za jejím rubem je proveden drén DN 150 vyústěný do prostoru výtoku. Dělící pilíř mezi výtokem ze savky a podjezím se půdorysně zužuje z tloušťky 2,15 m na 1 m a je opatřen polokruhovým zhlavím. Jeho základová spára navazuje na základovou spáru desky dna vývaru. Rybochod byl nutnou součástí realizace MVE Vraňany, neboť stávající rybochod byl při dostavbě MVE zrušen. Rybochod je umístěn na levé straně vedle nově vybudované MVE, v horní části nad stávajícím pravobřežním jezovým pilířem a dále podél dělící zdi v celkové délce 80 m. Rybochod je navržen ve smyslu požadavků technické normy TNV 75 2321 „Rybí přechody“ pro lososovité ryby. Je řešen jako železobetonový obdélníkový žlab s železobetonovými přepážkami se štěrbinami tvořícími jednotlivé nádržky. Podélný sklon rybího přechodu je 10 %. Vnitřní šířka žlabu je 1,5 m a hloubka vody je min. 0,9 m. Rozdíl výškové úrovně jednotlivých přepá-


2/2006


Obr. 8 Vtokový objekt s usměrňujícími křídly Fig. 8 Inlet structure with guide wings

žek a současně rozdíl hladin v nádržkách činí 0,3 m. Délka nádržek je 3 m. Přibližně ve třetinách délky rybochodu jsou umístěny dvě odpočívací nádržky délky 12 m. Ve dně žlabu je uložen štěrkový substrát tloušťky 0,2 m. Předpokládá se průtočné množství QR = 0,5 m3s-1. Vstup do rybího přechodu je umístěn u konce dělícího pilíře výtokového objektu. Výstup z něj je situován na začátku stávajícího jezového pilíře 5 m před osou jezu. Prostor pro výstup byl vytvořen vybouráním žlabu v levé zdi plavební komory. Vstup i výstup je opatřen drážkami pro možnost osazení provizorního hrazení. Přístup k rybochodu je možný samostatně přes lávku umístěnou nad přívodním kanálem MVE. Rybochod je stejně jako ostatní konstrukce proveden z vodostavebného železobetonu.

17

STAVEBNÍ


Obr. 9 Vtok po odbednění Fig. 9 Inlet after the formwork was removed

Stavba byla realizována pod ochrannou jímek ze štětovnic Larsen Illn. Ze strany horní vody byla použita dvojitá nasazená částečně zaberaněná jímka šířky 5 m s výplní štěrkopískovým materiálem. Štětové stěny byly vzájemně staženy ocelovými táhly. Jímka navazovala na stávající dělící zeď vorové propusti a plavební komory. Ze strany dolní vody byla použita obdobně provedená jímka šířky 5,5 m. Jímka navazovala na stávající dělící pilíř pod jezem a na dělící zeď vorové propusti, která byla zahrazena sypanou hrázkovou jímkou. Na stávajícím dělícím pilíři pod jezem byla zřízena nasazená jímka provedena ze zakotvených ocelových nosníků HEB 120 a zasunutých dřevěných hradidel. Po dokončení spodní jímky byla vedle dělícího pilíře a podél zbytku staré dělí-

cí zdi ze strany plavební komory zřízena kotvená pilotová stěna se statickou a těsnící funkcí. Stěna byla provedena z osamělých železobetonových pilot o průměru 450 mm vrtaných s roztečí 900 mm. Jejich hloubka v rozsahu spodní stavby MVE činí 12 m a snižuje se v oblasti vtoku a výtoku z MVE. Piloty byly realizovány z betonu C 20/25 s nosnou výztuží z oceli 10 505(R). Stěna má celkovou délku 72 m a u dilatační spáry mezi výtokem a spodní stavbou MVE byla půdorysně zalomena. Stěna je kotvena na dvou a třech kotevních úrovních dočasnými přepjatými pramencovými kotvami o rozteči 1,8 m. Délka kotev činí v jednotlivých úrovních 9, 10 a 11 m. Injektovaný kořen má délku 4 m. Síly z kotev se do pilot přenáší pomocí kotevních převázek ze štětovnic Illn opřených do bezešvých trubek o průměru 377/9 mm osazených v armokoších jednotlivých pilot. Povrch svislé skalní stěny mezi jednotlivými pilotami vzniklý po odtěžení staveb-

Obr. 10 Vyztužování horní části bloku vtoku k uváděcímu kolu Fig. 10 Reinforcing of the upper part of the inlet to guide wheel

ní jámy byl opatřen zpevněním vrstvou stříkaného betonu C 16/20 tloušťky 100 až 150 mm vyztuženého ocelovou svařovanou sítí KARI. Prostor pod vrstvou betonu byl odvodněn svislými drenážními flexibilními trubkami z PVC. Voda z drénů byla stahována do stavební jámy a odtud čerpána ze soustavy odvodňovacích studní. Podzemní stěna zůstala trvalou součástí konstrukce spodní stavby MVE, vtoku a výtokového objektu. Štětové stěny jímek byly po dokončení stavby včetně výplní odstraněny. Ze strany břehu byly výkopy pro MVE prováděny v otevřené svahové stavební jámě. Z tohoto důvodu byla zbourána levá dělící zeď vorové propusti v délce asi 110 m. Svahy jámy byly zpevněny ve formě „hřebíkového svahu“. Svah byl opatřen stříkaným betonem C 16/20 tloušťky 120 až 150 mm s výztuží svařovanou sítí KARI při obou površích. Stříkaný beton byl kotven pomocí svorníků z oceli průměru R16 osazovaných vrtů průměru 90 mm v rastru 2 x 2 m. Délka svorníků činila v horní části 4 m a v dolní 5 m. Jednotlivé díly strojní části technologie byly osazovány do zálivek kromě vtokových kusů turbíny a savky, které byly osazeny do primárního betonu. Po dobudování stavby MVE byla provedena finální montáž strojních částí a elektročástí. Během realizace stavby nedošlo k zatopení stavební jámy. V březnu roku 2005 Obr. 11 Horní stavba strojovny Fig. 11 Superstructure of the machine hall

18


2/2006

prˇísady

Nárocˇné pro nárocˇny´

transportní beton! ŽELEZOBETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Železobetonové konstrukce MVE jsou z vodostavebního betonu s požadavkem maximální hloubky průsaku 80 mm. Konstrukce, které jsou trvale pod hladinou vody, jsou z betonu pevnostní třídy C 20/25. Pro konstrukce v zóně kolísání hladiny a nad ní byl použit beton pevnostní třídy C 30/37, u kterého byla navíc požadována mrazuvzdornost T50 dle ČSN 73 1322. Veškeré vlastnosti ztvrdlého betonu byly hodnoceny po 90 dnech. Použité druhy betonů splňují vlastnosti betonu B20 T50 HV8 požadovaného v původní zadávací dokumentaci. Celkem bylo uloženo přes 6 000 m3 betonu. K objemově největším objektům, co do spotřeby betonu, patří spodní a horní stavba elektrárny a dále vtokový a výtokový objekt. Jedna z nejnáročnějších částí stavby je savka přímo navazující na turbínu. Její bednění i betonování bylo složité, neboť průřez se zde postupně mění z kruhu na obdélník. Dodržení přesných rozměrů této části konstrukce výrazně ovlivňuje účinnost celé elektrárny. Délka bedněné části savky byla cca 12,5 m. Konstrukce byla betonována ve dvou záběrech, nejprve spodní část s vodorovnou pracovní spárou v polovině výšky a po montáži bednění a výztuže horní části byla dobetonována. Pro betonáž první části byl použit s ohledem na kvalitní zabetonování pod nasazeným bedněním samozhutňující beton C 20/25 SCC. Proti vztlakové síle, která vznikla při betonáži, bylo bednění spodní části přikotveno k základovým konstrukcím pomocí závitových tyčí. Atypické bednění bylo navrženo na základě podrobného statického výpočtu. Byly zvažovány dvě varianty konstrukce bednění. V první bylo navrženo klasické dřevěné bednění s nosnou částí tvořenou ramenáty z fošen o tloušťce 40 mm. Plášť bednění by byl zdvojený z prken o tloušťce 25 mm. Druhá varianta využívala systémové bednící prvky. Základní nosný systém tvoří prstence z ocelových typizovaných prvků pro kruhové bednění a příhradové nosníky, které zajišťují podélné ztužení ocelových prstenců. Na tuto konstrukci byly osazeny ramenáty z překližky. Plášť byl tvořen obdobně jako

Základní údaje o stavbě Investor Dodavatel stavební části Dodavatel technologické části Generální projektant Celkové náklady Doba realizace

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

Povodí Vltavy, státní podnik Metrostav, a. s., divize 6 Alstom Power Hydro AQUATIS, a. s. 220 mil. Kč září 2004 až duben 2006

Ing. Oldřich Neumayer, CSc. AQUATIS, a. s. Botanická 56, Brno tel.: 541 554 256, fax.: 541 211 665 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Kasal specialista pro železobetonové konstrukce Metrostav, a. s., divize 6 Bystrá 2243, Praha 9 tel.: 266 011 60, fax: 266 011 601 e-mail: [email protected]


2/2006

Servisní sluzˇby

PR OVÁ D Ě N Í

u první varianty z prken a v rovných plochách byla použita překližka. Při této variantě postačovalo vyrobit bednění pouze na polovinu savky a po betonáži první části mohlo být bednění demontováno a využito i pro betonáž horní části. To byla nesporná výhoda této varianty. Pro realizaci byla vybrána druhá varianta. Protože se vesměs jednalo o vodotěsné a z velké části také o masivní konstrukce, musela být zvláštní pozornost věnována ošetřování betonu po uložení. Povrch betonu byl po dokončení úpravy betonu zakryt PE fólií nebo plachtou. Konstrukce o tloušťce větší než 0,7 m byly navíc zatepleny rohožemi s polystyrénem. Toto opatření omezilo odpařování vody z betonu a snížilo namáhání konstrukce od rozdílu vnitřní a povrchové teploty betonu, a tím se potlačil vznik a rozvoj trhlin vznikajících v čerstvém i v zatvrdlém betonu. Celá stavba je z hlediska vodotěsnosti řešena jako bílá vana. Všechny pracovní spáry jsou zajištěny těsnícími pásy z PVC. Ve složitých detailech byl ještě do pracovních spár vložen bentonitový expanzní profil, případně byla spára osazena injektážím systémem. K zajištění vodotěsnosti míst po spínání bednění byl použit systém s vodní zábranou uprostřed spínání. Otvor po spínání byl navíc uzavřen v líci konstrukce těsnícím kónusem. Pro výztuž železobetonových konstrukcí byla použita ocel 10 505 (R) a výztužné sítě KARI.

Betonárˇská chemie

bylo možno hovořit o štěstí – spodní voda dosahovala asi 0,2 m pod korunu dolní jímky.

Zkusˇebna betonu˚ (Laboratorˇ)

Cˇlen skupiny podniku˚ Ha-Be

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


PŘELOŽKA U TRMIC

VODOTEČE

CPP

V PROSTORU STAVBY DÁLNICE

D8

STR EAM R E LOCATION C PP AT MOTORWAY CONSTR UCTION AR EA NEAR TRMICE ALEŠ MALÍNSKÝ Článek popisuje atypickou přeložku koryta ve složitých podmínkách. Umělé koryto, vybudované ve druhé polovině 20. století jako obchvat vodoteče okolo bývalého prostoru těžby hnědého uhlí poblíž města Chabařovice, bylo nutno v souvislosti s výstavbou dálnice D8 částečně přeložit do nové trasy. The paper describes an atypical relocation of the trough in complicate conditions. The artificial trough, built in the second half of the 20th century as bypass around mining area of brown coal near city of Chabařovice, had to be partially relocated due to construction of motorway D8. SITUAC E

P Ř E LO Ž K Y V E V Z TA H U

D8 V současné době se buduje na trase dálnice D8 Praha–Ústí nad Labem–státní hranice České republiky/Německo–Drážďany dálniční úsek 0807, kterým zmíněná mezistátní silniční komunikace přechází českou stranu Krušných hor. Zároveň je na německé straně budováno pokračování dálnice. Celá trasa mezi Ústím nad Labem a Drážďany by měla být uvedena do provozu koncem roku 2006. Firma Mott MacDonald Praha projektuje realizační dokumentaci části stavby 0807/I Trmice–Knínice, konkrétně úseku mezi km 79,860-84,000. Stavba se vyznačuje velmi komplikovanými K TRASE DÁLNICE

20

podmínkami jak z hlediska hydrologického, tak i po stránce geologické. Jedná se totiž o území, kde v minulých desetiletích probíhala těžba ložisek hnědého uhlí. Vzniklé jámy byly následně po vytěžení zasypávány jednak hlušinou z dalších povrchových dolů, nebo inertními odpady z jiných, zejména stavebních, činností v této oblasti. Kromě toho trasa 0807/I prochází skládkou odpadů ze zdravotnických zařízení. Před zahájením zmíněné těžební činnosti byla upravena síť vodních toků tak, aby jejich průtokem nebyly doly ohrožovány a zaplavovány. Významným vodohospodářským dílem té doby byla tzv. Centrální přeložka potoků (CPP), která prochází po severním okraji jámy hnědouhelných dolů v prostoru Chabařovic a podchycuje přítoky ze svahů Krušných hor, zejména z povodí Telnického a Ždírnického potoka. CPP je ve správě vodohospodářského podniku Povodí Ohře se sídlem v Chomutově a na několika místech je v kontaktu s řešenou dálniční stavbou; v dálničním km 79,860 – 80,450 se dotýká přímo úseku. Návrh přeložky vodoteče CPP byl od samého počátku projektové přípravy svázán velice stísněnými poměry. Dálnice zde těsně prochází okolo areálu Stanice technické kontroly, jež se nachází po její levé straně a musel být v celém rozsahu zachován. Po pravé straně dálniční komunikace se v souběhu s ní nalézá stávající silnice III/25364, která se sice částeč-

ně překládá, ale to nemá zásadní vliv na uvolnění prostoru v místě přeložky CPP. Další komunikací, která významně omezuje prostor pro novou trasu přeložky vodoteče, je dvoukolejná elektrifikovaná železniční trať č. 130 Ústí nad Labem– Chomutov, kterou nebylo možno vůbec narušit. VÝVOJ

TECHNICKÉHO ŘEŠENÍ

CPP Z uvedených podmínek vyplynulo řešení, které bylo původně obsaženo v dokumentaci pro územní rozhodnutí a které s drobnými odchylkami bylo dále rozpracováno v roce 1999 i v dokumentaci pro stavební povolení. Trasa koryta, složená z dlouhých přímých úseků a dvou kruhových oblouků, podcházela zmíněné silniční komunikace celkem čtyřmi mostními objekty, z nichž tři byly navrženy zcela nově. Čtvrtý most je stávající pod komunikací III. třídy, s ohledem na zahloubení nivelety koryta CPP oproti původnímu dnu Podhořského potoka však bylo nutno upravit jeho opěry a střední pilíř. Protože v průběhu řešení dokumentace pro stavební povolení došlo k problematickému zasažení pozemku, jež nebyl obsažen v územním rozhodnutí, bylo nutno omezit trvalý zábor pro koryto na levém břehu pod železniční tratí, a proto zde byla navržena gabionová zeď. Po zahájení realizace stavby začaly v roP Ř E LO Ž K Y

Obr. 1 Vzorový řez koryta vodoteče Fig. 1 Trough Master Cross Section


2/2006

STAVEBNÍ


Obr. 2 Celkový pohled na prostor přeložky Fig. 2 General view of relocation

ního toku s původní niveletou cca 4,1 m nad úrovní nově navrženého dna CPP. Proto je zaústění provedeno stupňovitým skluzem. BETONOVÉ

A KAMENNÉ KONSTRUKCE

CPP V části trasy CPP se projektant nemohl vyhnout použití opěrných zdí (obr. 2). Proto bylo rozhodnuto v úseku přeložky v km cca 0,261 – 0,286 vybudovat polorámovou konstrukci (obr. 3), která umožnila zajištění stabilních sklonů i v tomto úseku, a to při zachování povolených záborů pozemků podle územního rozhodnutí stavby. Železobetonová konstrukce, vyprojektovaná v subdodávce firN A P Ř E LO Ž C E

Obr. 3 Koryto v betonovém polorámu Fig. 3 Trough in concrete half frame

Obr. 4 Stávající most pod silnicí III/25364 Fig. 4 Existing bridge under Road III/25364

ce 2003 práce na realizační dokumentaci a při hledání způsobu založení gabionové zdi bylo podrobným geologickým posudkem prokázáno ohrožení stability tělesa železniční trati č. 130. Proto bylo hledáno řešení, které by vyhovovalo jak vedení trasy příslušnými mostními objekty, tak i požadavkům, jež vyplynuly z geologického posudku. Díky vstřícnému stanovisku následného správce bylo možno změnit parametry směrového řešení přeložky a do střední části trasy byly vloženy dva složené kruhové oblouky, a to vždy z částí o poloměrech 50 – 100 – 150 m. Tím se podařilo odtáhnout přeložku CPP od tělesa železniční trati i od pozemku, kritického z hlediska záboru, a bylo možno na většině trasy použít mírnější a stabilnější sklony svahů ve shodě s aktualizovaným

geologickým posudkem. Výsledná délka trasy přeložky činí 783,486 m a podélný spád dna koryta se pohybuje od 4,49 do 4,88 . Příčný řez koryta je tvořen složeným lichoběžníkem s trojúhelníkovou kynetou (obr. 1), výsledné sklony svahů koryta činí v kritické části 1 : 4. Po obou stranách kynety jsou navrženy obslužné bermy v šířce 4 m, lokálně zúžené na 3 m. Pravobřežní berma je plně průjezdná v celé délce přeložky a navazuje na obslužnou komunikaci zachovávaných stávajících úseků Centrální přeložky potoků. Koryto plně převede průtok povodně Q100 v hodnotě 64,4 m3/s. Zhruba v polovině trasy přeložky CPP je do jejího levého břehu navrženo zaústění Podhořského potoka, drobného vod-


2/2006

mou Viapont Brno, je navržena z betonu C25/30 XF3, její šířka v příčném profilu činí 15,26 až 17,11 m, výška konstrukce je v bočních zdech 5 m. Deska dna polorámu je navržena v tloušťce 0,7 m. Tvar kynety a berem je zachován i zde ve stejném profilu jako na standardních částech koryta. Zpevnění je však tvořeno kamennou dlažbou tloušťky 200 mm v betonovém loži tloušťky 100 mm. Pro navázání polorámu na koryto CPP jsou použity úhlové zdi potřebné délky. Mosty, kterými přeložka CPP prochází, jsou tvořeny železobetonovými konstrukcemi a koryto kynety je v nich vydlážděno kamennou dlažbou v betonovém loži. Ve směru kilometráže toku (tedy proti proudu) se jedná o mostní objekt A204 (pod dálnicí), o zmíněný stávající most pod komunikací III/25364, mostní objekt A255 pod přeložkou téže komunikace III. třídy a těsně před napojením na stávají21

STAVEBNÍ


cí koryto podchází vodoteč znovu dálnici mostním objektem A205. Opěry a střední pilíř dvoupolového stávajícího mostu pod silnicí III/25364 (obr. 4) bylo nutno upravit s ohledem na zahloubení nivelety dna vodoteče CPP. Oproti původní úrovni dna Podhořského potoka, který tímto mostem protékal, bylo dno zahloubeno o cca 2,5 m. Most je založen na pilotových základech, a protože vrchní části pilot v dostatečné délce procházejí uhelnými slojemi, nedošlo ke snížení jejich únosnosti, neboť účinná plocha pláště pilot se nalézá až pod novým dnem koryta. Proto bylo pouze nutné zajistit spodní stavbu mostu proti erozi protékající vodou svislým obložením středního pilíře kamennou dlažbou (obr. 5) a kamenným odlážděním opěr mostu ve sklonu 1 : 1. Zaústění Podhořského potoka je tvořeno v délce 33,98 m železobetonovým polorámem konstantní šířky 3,47 m, výška zdí se pohybuje od 2 do 2,7 m. Deska dna má tloušťku 0,5 m. I v tomto případě je materiálem beton C 25/30 XF3. Kapacitně je tvar polorámu navržen na průchod povodně Q100 z této vodoteče. Aby se zmírnila energie protékající vody, je sklon dna zmírněn použitím prahů výšky 0,25 m, na jejichž hranách jsou osazeny kamenné rozražeče. Pro navázání polorámu na koryto Podhořského potoka a do svahů vodoteče CPP jsou opět použity úhlové zdi potřebné délky (obr. 6). Poměrně velké rozsahy koryta přeložky CPP jsou opevněny kamennou dlažbou v betonovém loži. Nejedná se pouze o průchody mostními objekty, ale i o přídlažby u nich a též o zaústění Podhořského Obr. 7 Kamenné přídlažby u mostů Fig. 7 Stone paving at bridges

22

Obr. 5 Obklad středního pilíře stávajícího mostu Fig. 5 Stone cladding on existing bridge pier

potoka do vodoteče CPP – zde je ve dlažbě vytvarováno nejen vlastní propojení potoků, ale i brodový přejezd na levobřežní bermě (obr. 7, 8). Všechny dlažby jsou provedeny v tloušce kamene 300 mm do betonového lože tloušťky 200 mm, kámen má nepravidelné tvary a spárování je provedeno do úrovně cca 20 až 30 mm pod vrchní líc kamenů. Z ÁV Ě R Popsané vodohospodářské dílo bude dokončeno v průběhu roku 2006. Jedná se o náročnou stavbu v prostoru bývalé těžební činnosti. Výstavba musela probíhat tak, aby byly splněny všechny technické požadavky a aby ve všech jejích fázích byl zajištěn kapacitní odtok vody z vodotečí. Díky kvalitnímu přístupu všech zúčastněných stran jsou průběžně řešeny problémy vznikající během výstavby a lze předpokládat, že výsledkem bude technický, ale i estetický prvek vhodným způsobem doplňující novou dálniční stavbu.

Ing. Aleš Malínský Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 221 412 862, fax.: 221 412 810 e-mail: [email protected] Fotografie: Aleš Malínský

Obr. 6 Betonový polorám Podhořského potoka Fig. 6 Concrete half frame of Podhořský brook

Obr. 8 Zaústění Podhořského potoka do CPP Fig. 8 Mouth of Podbořský brook into CPP


2/2006

STAVEBNÍ


PADESÁT

LET OD STAVBY PRVNÍCH NÁDRŽÍ Z PŘEDPJATÉHO BETONU V ČSR FIFTY YEARS FROM THE CONSTRUCTION OF THE FIRST RESERVOIRS FROM PRE-STRESSED CONCRETE IN CZECHOSLOVAKIA KAREL DAHINTER Stavba šesti vyhnívacích komor o objemu 4500 m3 čistírny odpadních vod v Modřicích u Brna v druhé polovině padesátých let představovala první použití předpjatého betonu pro tento účel u nás. Jednalo se o tenkostěnný válcový plášť, předepjatý vertikálně kabely z patentovaného drátu 4,5 mm a horizontálně částečně kabely nebo ovinutím drátem s vnesenou tahovou silou spočívající posuvně na masivní železobetonové spodní části dna. Construction of six digestion tanks with the volume 4500 m3 at Modřice by the town Brno in the end of fifties represented the first use of prestressed concrete for this purpose in Czechoslovakia. The tanks consist of thinwalled cylindrical parts prestressed vertically and horizontally by 4,5 mm wire tendons, or by winding round of the wire, laying movably on the massive reinforced concrete bottom parts. Rozvoj předpjatého betonu po druhé světové válce velice záhy zasáhl do oblasti, která výrazně uplatnila jednu z jeho hlavních předností, vyloučení trhlin v betonu. Jednalo se o nádrže na různé druhy tekutin na bázi vody, ropy a další suroviny a produkty. Nejčastějším případem byly vodojemy, pod i nadzemní, případně věžové. Ty byly dříve navrhovány i ze železobetonu, ale se čtyř až pětinásobně větší spotřebou betonu a výztuže, která byla u předpjatého betonu vykoupena pouze větší technologickou náročností při stavbě. Princip řešení spočívá v návrhu kruhové válcové nádrže, jejíž plášť je předepjat vertikálně i horizontálně proti působícím radiálním silám vyvozovaným náplní nádrže. Zvláštní úpravu vyžaduje dno nádrže, které může být s válcem spojeno pevně, kloubově nebo posuvně. Poslední řešení je konstrukčně nejčistší, vyžaduje však úpravu spáry umožňující posun při současném dokonalém utěsnění proti průsaku. První nádrže z předpjatého betonu v ČSR byly postaveny koncem padesá-

Obr. 1 Skupina nádrží v Modřicích u Brna během výstavby Fig. 1 Some of tanks in Modřice by Brno during construction

tých let v Brně–Modřicích, jako součást nové čistírny odpadních vod. Bylo to šest vyhnívacích komor o objemu 4 500 m3, jejichž výstavbou byl pověřen Speciální provoz 03 SSŽ, předchůdce dnešní akciové společnosti SMP CZ (obr. 1). Nádrže sestávají ze dvou částí, masivního železobetonového dna výšky 5,1 m s vnějším povrchem válcovým a vnitř-


2/2006

Obr. 2 Smyčkové kotvy kabelů svislého předpětí Fig. 2 Loop anchorages of the vertical posttensioning tendons Obr. 3 Nádrž po zabetonování horní části s vnějším trubkovým lešením a částí bednění Fig. 3 The tank after concreting of the upper part with scaffolding and formwork

23

STAVEBNÍ


Obr. 4 Kotvení přepínacích drátů ovinutí Fig. 4 Anchoring of the round winded prestressing wires

ním ve tvaru obráceného komolého kužele, ukončeného dnem ve tvaru kulového vrchlíku a válcového pláště z předpjatého betonu výšky 15,5 m, o vnitřním průměru 20 m. Plášť je na spodní část uložen posuvně, úprava spáry byla na bázi živic. Tloušťka stěny pláště je na výšku 6,5 m 200 mm, kde je vytvořena konzola vymezující nejnižší polohu plovoucího ocelového víka plynojemu, v němž se zachycuje metan vznikající vyhníváním kalů, výše je tloušťka stěny 150 mm. Maximální hladina kalů je omezena výškou 11 m. Válcová předpjatá část byla původně navržena z betonu B 600 ve složení používaném při výrobě nosníků, tj. převaha drceného kameniva nad pískem a vodní součinitel 0,33, což se ukázalo jako technologicky nevhodné a staticky zbytečné. Byl proto navržen beton B 450,

spodní, nenapínaný konec byl tvořen smyčkou. Injektáž cementovou směsí byla prováděna od spodu, což zaručilo kvalitní vyplnění kanálků (obr. 2). Vodorovné předpětí vytvářelo v převážné části nádrže ovinutí vnějšího povrchu postupně ukládaným drátem s počáteční tahovou silou 18,50 kN. V dolní části válcového pláště na výšku 2 m, s výskytem řady průchodek pro potrubí, bylo ovinutí nahrazeno půlkruhovými kabely kotvenými v nabetonovaných nálitcích na plášti nádrže. Veškeré betonářské práce byly velmi náročné a vzhledem k tehdejším mechanizačním prostředkům a dostupnému vybavení bylo jejich provádění obtížné a pracné. Na základě požadavku vodotěsnosti nesmělo být bednění obou povrchů propojeno a betonáž každé části pláště musela proběhnout bez přeruše-

Obr. 5 Ovíjecí vozík na spodní části nádrže Fig. 5 The winding device on the low part of the tank Obr. 7 Nádrž po napnutí vodorovných kabelů a části ovinutí před nástřikem ochranné cementové omítky Fig. 7 The tank after horizontal prestressing of tendons and a part of winding before shotcreting the cover lay Obr. 6 Ovíjecí vozík na horní části nádrže Fig. 6 The winding device on the upper part of the tank

24

který vyhovoval jak statice, tak i technologii. Beton byl vyráběn v míchačce „Cyklon 500“ s množstvím 450 kg cementu zn. 450 na m3 betonu s vodním součinitelem 0,39. Betonářskou výztuž tvořily sítě při obou površích z oceli 10512 Roxor profilu 8 mm s oky 200 až 250 mm. Jako předpínací výztuž byl použit patentovaný drát 4,5 mm s mezí kluzu 1 200 MPa a mezí pevnosti 1 600 MPa. Počáteční napětí drátů při předpínání bylo 1 200 MPa, konečné vypočtené po všech ztrátách bylo 850 MPa. Pro svislé předpětí byly použity zabetonované kabely o deseti drátech uložených v ocelových trubkách 34 mm, uspořádané ve dvou osnovách; první na celou výšku, druhá jen ve spodní, zesílené části stěny. Horní, napínaný konec kabelu byl osazen přikládanou ocelovou kotvou „Horel“,

ní. Vnitřní bednění bylo proto sestaveno předem na celou výšku, stejně tak i betonářská a kabelová předpínací výztuž. Vnější bednění bylo postupně přikládáno během betonáže (obr. 3). Svislé kabely byly napínány vždy po zatvrdnutí betonu první resp. druhé etapy a teprve potom se přistoupilo k zavedení vodorovného předpětí. Kabely vodorovného předpětí sestávající ze třinácti nebo sedmnácti drátů byly uloženy a přichyceny k vnějšímu povrchu nádrže a následně předepnuty. Předpětí v převážné části nádrže bylo vyvozeno ovinutím stejným patentovaným drátem, napínaným speciálním vozíkem pojíždějícím po obvodu nádrže a vnášejícím do drátu potřebnou tahovou sílu. Drát je po sedmi až deseti závitech kotven do stěny a v případě potřeby stykován (obr. 4).


2/2006

Obr. 8 Nádrže během předpínání. Na bližší jsou patrné kotevní nálitky kabelů Fig. 8 Tanks during prestressing, on the nearer one are the anchorage blocks seen

Obr. 9 Ovíjecí vozík Fig. 9 The winding device Obr. 10 Detail ovíjecího vozíku Fig. 10 Detail of the winding device

Vozík sestával z vrchní části pojíždějící po dráze na horní ploše stěny nádrže a spodní části napínací, na ní zavěšené. Napínací část představoval speciální čtyřkolový vozík původní koncepce, pojíždějící vodorovně po stěně nádrže, vybavený elektromotorem s brzdou, který pracoval na principu tření nekonečného lana, kterým byla opásána nádrž. Tahová síla vyvozená v drátu při ovíjení je zachycena třením zmíněného lana (obr. 5 a 6). Výztuž po navinutí na nádrž byla opatřena ochrannou stříkanou cementovou omítkou tloušťky 25 mm (torkretem), který ji chrání před korozí a současně zlepšuje její soudržnost s betonem a zabraňuje jejímu uvolnění při případném přetržení drátu (obr. 7 a 8). Základní uspořádání napínacího vozíku a jeho hlavních funkčních částí, podvozku, zavěšení, elektromotoru, bubnu s max. 4000 m drátu a dvěma drážkovými kotouči s brzdou, přes které je veden drát a vyvozuje se v něm tahová síla, je patrno z obr. 9 a 10. Speciální provoz 03 SSŽ ve zmíněném období postavil další nádrže podobného typu v Kolíně, Satalicích a Horních Počernicích a podzemní nádrž čočkovitého tvaru na letišti v Mošnově, které byly určeny pro skladování pohonných hmot. Ing. Karel Dahinter, CSc. SMP CZ, a. s. Evropská 37, 160 00 Praha 6 e-mail: [email protected] Foto: archiv Ing. Jaroslava Brázdila


2/2006

25

SANACE R E H A B I L I TAT I O N

REKONSTRUKCE NÁDRŽÍ PÍSKOVÉ V ÚPRAVNĚ VODY HRADIŠTĚ

F I LT R AC E

R E C O N ST R U C T I O N O F R E S E RV O I R S O F S A N D F I LT R AT I O N IN THE WATER TREATMENT PLANT IN HRADIŠTĚ F R A N T I Š E K F O LT Ý N Úpravna vody Hradiště je klíčovým zdrojem Severočeské vodárenské soustavy. Od roku 1976, kdy byla uvedena do provozu, došlo k postupnému zhoršování kvality surové vody ve vodárenské nádrži Přísečnice, což vedlo vlastníka úpravny vody – Severočeskou vodárenskou společnost, a. s. – k zařazení rekonstrukce úpravny vody do níže uvedeného projektu. The water treatment plant in Hradiště is a key source of the North Bohemian Waterworks System. Since 1976, when it was put in operation, the quality of raw water in the Přísečnice waterworks reservoir has worsened, which made the water treatment plant owner, North Bohemian Waterworks Society, JSC, list reconstruction of the plant in the project outlined below.

V roce 2004 byl v rámci projektu „Rekonstrukce systému zásobování pitnou vodou, výstavba kanalizačních sběračů, rekonstrukce úpravny vody a čistíren odpadních vod v Podkrušnohoří“ zahájen subprojekt Pitná voda „PO 109 Úpravna vody Hradiště“. Podmínkou pro provedení rekonstrukcí byla realizace všech prací za provozu úpravny vody. Celé dílo je členěno na deset stavebních a osm provozních souborů. Jedním z objektů, který byl rekonstruován, je objekt pískových filtrů. Vzhledem ke špatnému technickému stavu objektu pískové filtrace bylo přikročeno k jeho komplexní rekonstrukci zahrnující opravu stavebních prvků a výměnu všech souvisejících technologických prvků a elektrorozvodů. Dvě stávající rekonstruované nádrže o vnitřním rozměru 29,1 x 9,8 x 4,7 m jsou postaveny z monolitického železobetonu (obvodové stěny a dno) a vestav-

by z železobetonových předpínaných prefabrikátů. Právě prefabrikované vestavby vykazovaly řadu poruch. Pro jejich odstranění bylo nutné provést vytěžení cca 600 m3 stávající pískové náplně filtrů a demontáže všech konstrukcí středových a bočních žlabů a meziden, tj. cca 450 m3 železobetonu. Nádrže jsou umístěny v suterénu, na kterém je postavena ocelová opláštěná hala. Stropní konstrukce v okolí nádrží tvoří železobetonové desky a trámy. Výškový rozdíl okolního terénu a technické provedení stropu kolem nádrží neumožnilo použití zdvihacích prostředků a těžkých bouracích mechanizmů. Veškeré práce, tj. těžba písku, bourání, stavba bednění a uložení nových betonů, byly prováděny ručně. Z nádrží po vybourání byly zachovány pouze obvodová stěna a dno, které bylo třeba zmonolitnit z vnitřní stěny železo-

Obr. 2 Bourání vnitřních betonových konstrukcí filtrů Fig. 2 Demolition of internal concrete filter structures Obr. 1 Celkový pohled na filtry před rekonstrukcí Fig. 1 General view of filters prior to reconstruction Obr. 3 Pohled na nově upravené nádrže před provedením keramických obkladů Fig. 3 View of newly modified reservoirs prior to the application of ceramic lining

26

betonovou vestavbou, která zajistila ztužení celé konstrukce a vodotěsnost vnějších stěn filtrů. Před samotnou vestavbou nádrží byly předupraveny povrchy obvodových stěn a dna. Mechanicky byly očištěny uvolněné vrstvy betonových konstrukcí a následně otryskány vysokotlakým vodním paprskem (300 až 500 bar). Součástí předúpravy vnitřního líce původní konstrukce bylo navrtání a vlepení spřahujících trnů a nátěr adhezního můstku. Konstrukce vestavby byla navržena dle soustavy norem ČSN a ČSN EN. Pro obě


2/2006

SANACE R E H A B I L I TAT I O N Obr. 4 Celkový pohled na nádrže po provedení keramických obkladů Fig. 4 General view of the reservoirs following the application of ceramic lining

nádrže bylo zapotřebí smontovat 59,1 t betonářské výztuže třídy 10 505 (R) včetně všech pomocných prvků. Výztuž byla dodána z výroby mostních segmentů Prefa Brandýs nad Labem a na stavbě smontována. Část výztuže byla na stavbě svařována dle vypracovaného technologického postupu zabezpečujícího požadovanou kvalitu. Pro potřeby stavby bylo vyrobeno 256 kusů atypických zákrytových prefa desek pro ztracené bednění stropu vodního kanálu. Projektovou dokumentací byla stanovena pevnostní třída, značka betonu, stupeň vlivu prostředí, mez frakce kameniva a maximální obsah chloridů v betonu. Receptura předepsaného betonu C25/30 – XC2 byla zhotovena certifikovanou smluvní laboratoří dodavatele betonové směsi TBG Severní Čechy, s. r. o. Ukládání betonu do bednění probíhalo za pomoci mobilního čerpadla M36 s přídavným potrubím v délce 60 m v několika vrstvách s časovým odstupem tak, aby předcházející vrstva nezatěžovala bednění plným tlakem. Beton byl ukládán z výšky maximálně 0,5 m. Pro ukládání spodních vrstev betonů jsme byli nuceni hadice zredukovat na co možná nejmenší profil, neboť stěny měly ve spodní části pouze tloušťku 150 mm. Ve čtyřech etapách betonáže bylo uloženo celkem cca 400 m3 betonu.

Část kontrolních zkoušek betonů byla prováděna na stavbě, část přímo u výrobce betonových směsí. Pro každou zkoušku byl akreditovanou laboratoří vyhotoven protokol. Veškeré použité přísady do betonů musely mít atest na pitnou vodu. Jako doplňující opatření byly do pracovních spár ukládány bobtnající pásy firmy SIKA. Po zpracování byl beton ošetřován dle obecně platných požadavků a norem zakrytím a vlhčením po dobu min. 14 dní. Vzhledem k nemožnosti použití jeřábu k sestavování bednění, nádrže jsou přístupné pouze z přízemí haly, byl pro provedení jednostranného bednění zvolen typ bednění DOMINO firmy PERI. Velikost zvolených bednících panelů byla dána potřebou ukládat jednotlivé díly sestavy při co nejmenším počtu pracovníků bez použití zdvihacích prostředků. Jednotlivé díly byly spojovány pomocí zámků DRS a vyrovnávacích závor DAR. U odboček stěn byly použity kloubové rohy. Zbytkové rozměry mezi jednotlivými stěnami byly doplněny vyrovnávacími hranoly zpevněnými vyrovnávací závorou DAR. Kotevní otvory bednících panelů zůstaly neobsazené, vzhledem k požadavku zadavatele nebylo možné použít v horizontálním směru kotvy pro bednění. Každý díl byl před montáží ošet-


2/2006

řen separačním prostředkem PERI BIO CLEAN a neobsazené kotevní otvory byly opatřeny plastovými zátkami. Pro stavbu bednění a jeho stabilizaci sloužily stabilizátory s výložníky, v našem případě před samostatným rozepřením. Bednění bylo rozepřeno pomocí svisle postavených nosníků GT24, jejichž skladebná řada nám umožnila rozepření stěn na požadovanou výšku 4,7 m. Mezi nosníky jsme použili podpěrné věže ST 100. Skladebný rozměr věží je umožnil použít v horizontálním směru na zmiňovaný rozpor 9,8 m. Věže byly smontovány naležato přímo v prostoru filtrů uvnitř nádrží a zpevněny diagonálami stejně jako pro přepravu jeřábem. GT nosníky byly uchyceny pomocí stavěcích křížových hlav. Pro ostatní vestavěné konstrukce příček uvnitř nádrží byl použit stejný systém bednění doplněný o systém kotvení za pomoci distančních trubek se zdrsněným povrchem a těsnícími kónusy. Po ukončení betonářských prací a odstranění bednění byl vnitřní líc betonových konstrukcí očištěn tlakovou vodou a opatřen keramickým obkladem.

František Foltýn SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 www.smp.cz

27


PROTIPOVODŇOVÁ OPATŘENÍ VE STANICI METRA FLORENC – STAVEBNĚ-TECHNICKÝ PRŮZKUM A ODLEHČOVACÍ PRVKY THE FLOOD PROTECTION OF METRO STATION FLORENC –

I NVESTIGATION OF STR UCTU R ES AN D E M E RG E NC E SPI LLWAY ELEMENTS MARTIN JAKOUBEK, MILAN HRABÁNEK, JIŘÍ KOLÍSKO Článek popisuje současnou i výhledovou povodňovou ochranu stanice metra Florenc. Informuje o originálním způsobu zajištění základové desky proti vztlakovým silám pomocí odlehčovacích prvků. Dále uvádí některé výsledky rozsáhlého stavebně-technického průzkumu konstrukcí stanice metra Florenc C. This paper describes suggested flood protection of Metro station Florenc and planned flood protection in the future. Further deals with a unique way how to prevent the foundation plate against upward hydrostatic pressure by means of special emergence spillway elements. Some results of full-scale structure investigation are also presented. KONCEPCE

NOVÉ POVODŇOVÉ

OCHRANY PRAŽSKÉHO METRA

Po katastrofální povodni v srpnu 2002 bylo rozhodnuto zcela nově navrhnout a vybudovat povodňovou ochranu pražského metra. Ohrožené konstrukce v záplavové zóně jsou dle rozhodnutí orgánů města chráněny do jednotné návrhové úrovně, odpovídající výšce zaplavení v roce 2002 v daném profilu jednotlivých stanic s bezpečnostní rezervou 0,6 m, tj. Qn2002+0,6m. Tato nově stanovená hranice překračuje původně uvažovanou úroveň stoleté vody v okolí některých stanic o více než 2 m. Jak je prezentováno na případu stanice Florenc C, není jednoduché tomuto kritériu vyhovět.

Dle zadání je ochrana metra řešena nezávisle na systému povodňové ochrany města Prahy a chrání metro i v okamžiku přelití vody přes ochranné hráze (hradítka) podél Vltavy. Proti povrchovému zaplavení vstupů do metra jsou na úrovni terénu postaveny pevné stěny a připravena místa pro montáž nových linií hrází z mobilních hradítek. Při zahrazení povodňové vlny v okolí stanic metra lze předpokládat, že dojde ke zvýšení hydrostatického tlaku zejména na plášť mělce založených hloubených konstrukcí. Ražené úseky metra zřejmě nebudou změnou hydrogeologických (HG) poměrů výrazně ovlivněny. Jednotlivé dilatační díly z povrchu hloubených konstrukcí jsou s ohledem na místní hydrogeologické poměry ohroženy vyplaváním způsobeným vztlakovými silami, případně prolomením vlivem hydrostatického tlaku vody. Konstrukce vestibulů a stanic byly zajištěny jak trvalými konvenčními, tak i doplňkovými stavebními opatřeními, která umožňují snížení hydrostatických účinků působících na konstrukce při povodňové situaci. Použité metody zajištění konstrukcí metra ohrožených povodní a technický popis koncepce nové povodňové ochrany metra jsou uvedeny v [1]. Podkladem pro nový návrh povodňové ochrany byl detailní rozbor průběhu a účinků povodně v roce 2002, stavebnětechnické průzkumy konstrukcí, HG průzkumy okolního prostředí, dokumentace skutečného provedení a další šetření. Určité vyjimečné postavení při řešení povodňové ochrany má jedna z nejstarších stanic pražského metra – stanice Florenc C. V následujícím textu je popsán originální způsob ochrany této stanice. KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ PŘESTUPNÍ S TA N I C E F LO R E N C C Přestupní stanice je tvořena stanicí Florenc C (dokončená v roce 1974) a staObr. 1 Situace pražského metra s vyznačením přestupní stanice Florenc Fig. 1 Prague Metro lines situation incl. location of Florenc station

28

nicí Florenc B (dokončená v roce 1985). Povodní jsou ohroženy zejména konstrukční díly stanice Florenc C a hloubený vestibul stanice Florenc B. Uváděné údaje vyplývají ze stavebně technického průzkumu porovnávaného s dílčími údaji neúplné původní dokumentace. Stanici Florenc C tvoří hloubený podzemní objekt pažený podzemními stěnami a stavěný shora dolů (obr. 2 až 4). Stanice byla hloubena z povrchu. Nejprve byl půdorys stanice obestavěn obvodovými podzemními stěnami tloušťky 0,8 m, které zasahují až do nepropustného skalního podloží. Před započetím výkopových prací byla provedena horní stropní konstrukce dnešního podchodu a vestibulu, kromě oblasti těžebních otvorů. Nosná stropní konstrukce stanice je tvořena čtyřmi typy stropů, značených v původní dokumentaci A, B, C a D. Stropy současného podchodu a vestibulu jsou přímo pod pojížděnými komunikacemi a tvoří mostní objekt (stropy A, B1, B2 – obr. 3), který byl předmětem podrobnější diagnostiky. Stropy C a D jsou z prefabrikovaných I nosníků; strop A je tvořen třiceti sedmi předpjatými prefabrikovanými mostními I nosníky (obdoba typu I 73), výška nosníku 1 250 mm, šířka 1 155 mm a mezera na zálivku cca 220 mm. Předpjaté I nosníky jsou uloženy na ocelových neposuvných tangenciálních ložiscích, které spočívají na úložných železobetonových prazích uložených na podzemních stěnách. Strop B je tvořen monolitickou předpjatou deskou o rozměrech cca 40 x 20,45, resp. 23,45 m a tloušťce 1 650 mm, která je rozdělena šikmou pracovní spárou šířky 700 mm na dvě části označované B1 a B2 (část B1 sousedí se stropem A). Deska stropu B je vylehčena neprůběžnými dutinami o rozměrech cca 1 100 x 1 200 mm. Spodní vyztužená deska stropu B má tloušťku 250 mm a horní deska 200 mm. Strop B je na jedné straně uložen na válcových ložiscích, která spočívají na úložných prazích, podporovaných podzemními stěnami. Na opačné straně je kloubově uložena na betonový vrubový kloub.


2/2006


Při hloubení stanice byl k rozepření podzemních stěn využit ocelový mezistrop z válcovaných profilů I 500 (úroveň podlahy podchodu), které byly přivařeny k ocelovým deskám, jež jsou součástí podzemních stěn. Po dosažení úrovně základové spáry (cca 12 m pod terénem) byly provedeny podkladní betonové mazaniny a pokládka živičných izolačních pásů na dno i stěny takto vytvořené vany. Základová deska stanice je uložena v propustné údolní terase štěrků a naplavenin o mocnosti 2 až 3,5 m. Dle původní dokumentace základovou desku stanice Florenc C, která rovněž rozpírá podzemní stěny, tvoří jeden dilatační díl šířky cca 21,8 m a délky 221 m (obr. 3). Deska byla betonována šachovnicově v rastru cca 10 x 10 m s pracovními záběry po deseti dnech, pro zamezení smršťovacích účinků. Během stavby byla nepřetržitě čerpána voda zpod základové desky. Po dokončení základové desky byly provedeny vnitřní vestavěné betonové stěny, přiléhající na izolaci podzemních stěn a poté bylo čerpání vody ukončeno uzavřením a zainjektováním studní. Vestavěné stěny (tj. ochrana izolací) pod úrovní ocelového mezistropu ve spodní části stanice mají proměnnou tloušťku mezi 275 až 380 mm, jsou nosné a tvoří podpory základové desky proti jejímu případnému posunu vzhůru při působení hydrostatického tlaku podzemní vody. Konstrukční celek, složený z vodorovných i svislých konstrukcí, působí proti vztlakovým silám svojí vlastní hmotností. V horní části stanice nad ocelovým mezistropem jsou vestavěné stěny nenosné (tloušťka stěn je zde 165 až 285 mm) a pouze svírají a chrání hydroizolační souvrství. SOUČASNÁ

P OVODŇOVÁ OC H R ANA

F LO R E N C Stavební provedení stanice Florenc C neumožňuje povrchové zahrazení povodňové vlny, odpovídající účinkům návrhové povodňové vlny Qn2002+0,6m P Ř E S T U P N Í S TA N I C E

Obr. 3 Stanice metra Florenc C – podélný řez osou stanice Fig. 3 Metro station Florenc C – longitudinal section drawing

Obr. 2 Stanice metra Florenc C – příčný řez nástupištěm – zajištění základové desky odlehčovacími prvky Fig. 2 Metro station Florenc C – platform crosssection drawing – the base plate with emergence spillway elements

(189,78 m n. m. Bpv). Původní řešení uvažovalo s hladinou stoleté vody Q100 (187,40 m n. m. Bpv) na úrovni o 2,38 m nižší. Při statickém posouzení bylo uvažováno s postupným zatížením konstrukcí metra až do výše Qn2002+0,6m, aniž by bylo připuštěno zaplavení vnitřních prostor. Výsledkem tohoto posouzení je skutečnost, že navyšování hradítek nad úroveň Q100p (188,07 m n. m. Bpv), tj. 1,71 m pod Qn2002+0,6m, by zřejmě vedlo k destrukci a porušení stability některých konstrukcí stanice Florenc. Proto bude v krátkodobém výhledu při potenciální povodni, která překročí tuto výšku, řízeně zaplaven vnitřní prostor stanice, a to přepadem povodňové vlny přes hradítka. Dojde tak k vyrovnání tlaků na konstrukce a zabrání se tím poškození stanice. Je prokázáno, že škody způsobené vynuceným organizovaným zaplavením by byly řádově nižší a podstatně rychleji odstranitelné, než škody způsobené případnou destrukcí nosných konstrukcí. Proti šíření povodňové vlny tunely metra jsou do povodňové


2/2006

Obr. 4 Půdorys přestupní stanice Florenc Fig. 4 Metro transit station Florenc C – ground plan drawing

ochrany zapojeny vybrané tlakové uzávěry a další bariéry ochranného systému. VÝ H L E D OVÁ

P OVODŇOVÁ OC H R ANA

F LO R E N C Přestože v současné chvíli tomu tak není, ve střednědobém výhledu se uvažuje s ochranou do jednotné výšky návrhové povodňové vlny tj. Qn2002+0,6. Je zřejmé, že dosažení tohoto stavu bude vyžadovat rozsáhlé a nákladné stavební úpravy. Prvním důležitým krokem k dosažení požadovaného stavu je projektové řešení. Bohužel u nejstarší stanice v záplavové zóně Florenc C se nedochovala úplná výkresová dokumentace ani původní statický výpočet, a tudíž pro návrh řešení chyběla řada informací. Pro spolehlivý návrh protipovodňových opatření na úroveň Qn2002+0,6m bylo nezbytné realizovat řadu doprovodných šetření, mezi něž patřilo: • stavebně technický průzkum nosných konstrukcí stanice • zatěžovací zkouška stropních konstrukcí vestibulu stanice P Ř E S T U P N Í S TA N I C E

29


• komplexní HG průzkum okolí stanice pro ověření funkce odlehčovacích prvků • matematický model proudění podzemní vody při povodňové situaci. Průzkumné práce měly ověřit funkci odlehčovacích prvků pro snižování hydrostatických účinků na základovou desku během povodňové situace. Shrnout výsledky uvedených činností v krátkém článku je obtížné. V následujících odstavcích se o to pokusíme. Stavebně-technický průzkum Svým rozsahem byl průzkum konstrukcí stanice ojedinělý. Cílem bylo verifikovat a doplnit nekompletní informace o konstrukcích stanice a vytvořit objektivní podklady pro nové celkové hodnocení vlivu povodní na konstrukce stanice Florenc C a na jejich základě provést protipovodňová opatření. Dle podrobného projektu průzkumu zpracovaného společností Metroprojekt Praha, a. s., byl v druhé polovině roku 2005 proveden komplexní stavebně-technický průzkum stanice metra Florenc C. Průzkum byl mimořádný svým rozsahem i organizační náročností, vyvolanou požadavkem na minimální omezení provozu metra. Práce byly prováděny v nočních přepravních výlukách, případně o víkendech. O rozsahu průzkumu svědčí i to, že bylo nutno pro jeho provedení získat stavební povolení. Stavebně-technický průzkum byl zaměřen na rozsáhlou škálu parametrů. V souladu s projektem diagnostiky stávajících konstrukcí stanice metra Florenc C byly zjišťovány následující skutečnosti: • rozměry konstrukčních prvků (základová deska, vestavěné stěny, ocelový mezistrop, stropy nad vestibulem atd.), • pevnosti betonu v tlaku – použity destruktivní i nedestruktivní metody, • poloha, průměr a druh výztuže železobetonových i předpjatých konstrukcí, • tloušťky krycí vrstvy výztuže a korozní stav, • hloubka karbonatace betonu, • obsah chloridových iontů v betonu, • poruchy a korozní stav konstrukcí, • detail napojení základové desky na podzemní stěny, • detail napojení ocelového mezistropu na podzemní stěny, • stav a tloušťka izolačního souvrství a jeho tlakové namáhání podzemní vodou, • stav ložisek stropních konstrukcí A a B, • nadloží stropních konstrukcí A a B. 30

V rámci stavebně-technického průzkumu byly provedeny: • statické přepočty stropů pro oblast předpokládaného zaplavení vodou a také pro účel statických zatěžovacích zkoušek, • statické zatěžovací zkoušky stropních konstrukcí A a B, • kontrolní a zkušební činnost při instalaci tlakových zhlaví odlehčovacích prvků do základové desky, • sanace provedených sond. Pro získání uvedených informací byla nasazena široká škála diagnostické a měřící techniky. Postupy zahrnovaly běžně využívané metody jako vizuální prohlídky, semidestruktivní bourané sondy, nedestruktivní i destruktivní zkoušky pevnosti betonu (tvrdoměr, jádrové vývrty), stanovení polohy výztuže elektromagnetickým indikátorem PROFOMETER 4, chemické analýzy betonu atd. Bylo však nutno využít i metody méně časté, např. rentgenografii, vyšetřování pomocí pulsního geologického radaru, vizuálních prohlídek nepřístupných stropních dutin pomocí endoskopu atd. Některé výsledky stavebně-technického průzkumu jsou uvedeny dále. Základová deska Základová deska byla konstrukcí, u které byl nedostatek informací patrně největší a nejpodstatnější. Nebyla zcela zřejmá její tloušťka po délce stanice, vyztužení ani konstrukční detail styku s podzemními stěnami. Fragmenty dostupných informací byly rozporuplné. Pro zjištění tloušťky základové desky byly jednak využity vývrty o průměrech 300 a 500 mm skrze základovou desku provedené pro realizaci odlehčovacích prvků (viz dále), dále jádrový vývrt o průměru 70 mm na úroveň hydroizolačního souvrství a sondy pro zjištění napojení základové desky na podzemní stěny. Z provedených šetření vyplynulo: • tloušťka základové desky je proměnná dle polohy v půdorysu stanice. V různých řezech byly zjištěny tloušťky: 600 až cca 1 400 mm, • beton desky je hutný, homogenní bez významné makropórovitosti a lze předpokládat jeho vysokou vodotěsnost, • pevnost betonu zjištěná destruktivně na 156 vzorcích z vývrtů je v průměru vysoká a dosahuje hodnoty Rc,prům = 48,7 MPa. Pevnost je však velmi variabilní (variační koeficient v = 20,6 %), • doporučená třída betonu základové desky pro statické posouzení je B30, • hlavní horní výztuž základové desky

tvoří zejména 10425V ∅32 s lokálními odchylkami, • hlavní výztuž při spodním povrchu základové desky tvoří 10425V ∅20, • tloušťka krycí vrstvy hlavní výztuže základové desky při horním povrchu je poměrně značná a v mnoha případech výrazně přesahuje 100 mm, • výztuž nevykazuje známky korozního napadení, • základová deska nevykazuje žádná viditelná staticky významná poškození nebo poruchy jako jsou nadměrné deformace, drcení betonu či výrazné trhliny, • nebylo zjištěno žádné konstrukční propojení (např. výztuží), kterým by byla základová deska spojena s podzemními stěnami. Z tohoto zjištění lze odvodit, že základová deska podzemní stěny pouze rozpírá. Vnitřní vestavěné stěny U vestavěných stěn nebyly známé tloušťky a způsob jejich vyztužení. Velmi důležitým požadavkem při provádění průzkumu bylo ověření skladby hydroizolací za stěnami a skutečnost, zda v místech pod měřenou úrovní HPV voda prosakuje podzemní stěnou a vyvozuje tlak na vestavěné stěny. Na základě výsledku šetření lze konstatovat: • tloušťka vnitřních vestavěných stěn je variabilní a pohybuje se od 163 do 855 mm, • beton vestavěných stěn je hutný, homogenní bez významné makropórovitosti a lze předpokládat jeho vysokou vodotěsnost, • pevnost betonu zjištěná destruktivně na čtyřiceti pěti vzorcích z vývrtů je v průměru vysoká a dosahuje hodnoty Rc,prům = 56,8 MPa a je relativně homogenní (variační koeficient v = 10,5 %). Za třicet pět let provozu došlo k výraznému nárůstu oproti proponované třídě B20 (značka 250), • doporučená třída betonu vnitřních vestavěných stěn pro statické posouzení je B35, • hlavní svislou výztuž vnitřních vestavěných stěn v úrovni kolejiště tvoří 10425V ∅20, resp. ∅22, • hlavní svislou výztuž vnitřních vestavěných stěn nad ocelovým mezistropem (úroveň vestibulu) tvoří 10335T ∅8, • hloubka karbonatace betonu se pohybuje v rozmezí 4 až 52 mm; tloušťka krycí vrstvy výztuže se pohybuje v rozmezí 11 až 105 mm,


2/2006

SANACE R E H A B I L I TAT I O N • výztuž nevykazuje známky vážnějšího korozního napadení, • ve vnitřních vestavěných stěnách byly vizuální prohlídkou zjištěny svislé pravidelně se opakující trhliny šířek do cca 1 až 1,5 mm, vyvolané pravděpodobně objemovými změnami betonu a nikoliv statickým namáháním, • vestavěné stěny nevykazují žádná viditelná staticky významná poškození nebo poruchy jako nadměrné deformace, drcení betonu či výrazné trhliny, • v případě vnitřních vestavěných stěn bylo na patnácti místech zjišťováno, zda se za izolačním souvrstvím, které je sevřeno mezi vestavěnými a podzemními stěnami, vyskytuje podzemní tlaková voda, a to odhalením izolačního souvrství a jeho následnou perforací. Přestože sondy byly cca 2,5 až 3 m pod úrovní měřené HPV, pouze v pěti případech z patnácti byl zjištěn výskyt podzemní vody za izolačním souvrst-

ka zatéká a dochází k výluhům a korozním projevům. Strop A – předpjaté I nosníky V případě stropu A bylo zjištěno, že beton prefabrikovaných předpjatých I nosníků je hutný a homogenní. Nedestruktivně ověřovaná pevnost betonu v tlaku byla na vysoké úrovni 62 MPa a tomu odpovídá i malá hloubka karbonatace betonu mezi 2 až 18 mm, v průměru 6,5 mm. Zjištěná pevnost betonu koresponduje s proponovanou značkou 500. Vizuální prohlídkou dutin mezi předpjatými I nosníky (z kopané sondy na povrchu a endoskopickou prohlídkou) bylo zjištěno, že stěny nosníků jsou potaženy zaschlým kalem cca do 1/5 výšky, který do dutin vnikl s vodou během povodně. S největší pravděpodobností byly dutiny při povodni vodou zaplněny zcela, v době prohlídky byly suché. Beton prohlížených předpjatých I nos-

Obr. 7 Strop B – válcové ložisko Fig. 7 Floor B – roller bearing

Strop B – monolitická předpjatá deska I v případě stropu B bylo zjištěno, že beton stropu je hutný a homogenní. Nedestruktivně ověřovaná pevnost betonu v tlaku byla na úrovni 56 MPa. Také zde byla hloubka karbonatace betonu velmi malá, v průměru 3,5 mm a pohybovala se v rozmezí 2 až 10 mm. Vizuální prohlídkou dutin pomocí endoskopu bylo zjištěno, že ve všech prohlížených dutinách je ztracené dřevěné bednění. Na povrchu dřevěného bednění byly patrny výluhy, stopy po zatečení a průsacích vody; některá místa byla vlhká, na některých byla shledána inkrustace (silnější vrstva vyplavených výluhů z betonu). V jednom případě byl v dutině zjištěn výskyt vody. Všechny náhodně zjištěné ocelové prvky (pravděpodobně dráty při tvorbě bednění a po-

Obr. 5 Strop A – kotvy předpínací výztuže Fig. 5 Floor A – anchors of wires for prestressing

vím. V žádném z těchto případů se však nejednalo o vodu tlakovou. Stropní konstrukce Zastropení stanice je tvořeno několika různými stropními konstrukcemi. Členění bylo vyvoláno provozními příčinami v době výstavby. Předmětem průzkumu byly pouze stropy A a B. Vedle získaných výsledků je nutno konstatovat, že hydroizolace stropů jsou ve špatném stavu a neplní dostatečně svoji funkci. Do dutin stropů a na úložná ložisObr. 6 Strop B – kotvy předpínací výztuže Fig. 6 Floor B – anchors of wires for prestressing BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

níků ani beton zálivky mezi nimi nevykazoval žádná viditelná poškození ani trhliny. Nicméně bylo zjištěno, že na několika místech dochází k intenzivním průsakům a zatékání vody do vestibulu. Zde byly zjištěny silné výluhy, které tvoří krápníkové útvary patrné i na lamelách dodatečného podhledu. Dalším kritickým místem průsaků vody je spára mezi stropy A a B1, která byla v minulosti několikrát injektována pryskyřicemi. Je zřejmé, že hydroizolace stropů jsou ve špatném stavu a neplní dostatečně svoji funkci. Předpínací výztuž nosníku stropu A tvoří deset kabelů (kabel = 20 drátů ∅4,5 mm). Na čele nosníku bylo zjištěno pět sdružených kotev 2 x 20 ∅P4,5 (obr. 5). Tangenciální ložiska vykazují známky povrchové koroze vlivem zatékající vody.

2/2006

31


Obr. 8 Provádění HG vrtu skrze hermeticky osazené zhlaví odlehčovacího prvku s odvedením vody do bočního potrubí – pohled z nástupiště Fig. 8 Drilling through the base plate while the metal head of emergence spillway is hermetically stick down and drained into the side piping – view from the platform

Obr. 9 Stanice metra Florenc C – svislý řez odlehčovacím prvkem Fig. 9 Metro station Florenc C – emergence spillway – vertical section

mocná výztuž) jsou silně zasažené korozí, což svědčí o zvýšené vlhkosti v dutinách stropní desky. K průsakům a zatékání vody do vestibulu dochází v místě pracovní spáry mezi částmi stropu B1 a B2. Spára již byla v minulosti opakovaně injektována pryskyřicemi; v těchto místech byly zjištěny výluhy, což svědčí o dalších průsacích vody. Předpínací výztuž spodní části monolitické desky stropu B ve směru kolmo ke kolejím tvoří kabely, z nichž každý obsahuje dvacet čtyři drátů ∅7 mm. Ve směru rovnoběžném s osou ulice Křižíkovy tvoří předpínací výztuž kabely procházející žebrem monolitické desky stropu B (tři kabely v žebru, kabel = 20 drátů ∅4,5 mm). Na čele předpjaté monolitické desky byly zjištěny jednoduché kotvy 20 ∅P4,5 a 24 ∅P7 (obr. 6). Netěsnou hydroizolací zatéká na uložení stropní desky. Válcová ložiska vykazovala intenzivní korozi a zanesení a jejich funkce je značně omezena (obr. 7). S T AT I C K É Z AT Ě Ž O V A C Í Z K O U Š K Y Účelem statických zatěžovacích zkoušek bylo ověření spolehlivosti nosné stropní konstrukce A a B. Cílem bylo zjistit skutečné hodnoty průhybu od daného zkušebního zatížení pro ověření matematického modelu konstrukce. Podklady pro statickou zatěžovací zkoušku byly vypracovány v souladu s projektem [2], kde bylo jako zkušební zatížení navrženo osm nákladních automobilů Tatra 815, každý o celkové hmotnosti 25 t. Byly provedeny dva zatěžovací stavy stropu A a dva zatěžovací stavy stropu B. Ze statických přepočtů stropů a výsledků zatěžovacích zkoušek vyplynulo, že kriObr. 10 Tlaková zkouška zhlaví odlehčovacího prvku před dokončením průvrtu základovou deskou Fig. 10 Pressure test of metal head of emergence spillway before drilling through the base plate

32

térium maximálního přípustného průhybu dle ČSN 73 6209 je splněno a veškeré průhyby jsou podstatně menší, než požadují [3], [4]. Vzhledem k uvedeným skutečnostem lze považovat nosné stropní konstrukce za vyhovující a staticky spolehlivé a konstatovat, že stropní konstrukce spolehlivě přenesou účinky zatížení při povrchovém zaplavení do úrovně odpovídající Qn 2002+0,6m. H Y D R O G E O LO G I C K Ý

PRŮZKUM

A KONC E P C E ODLE HČOVAC ÍC H VRTŮ

V rámci HG průzkumu byly provedeny dva monitorovací vrty vně stanice Florenc C pro dlouhodobé sledování kolísání HPV a vyhodnocení stratifikace vrstev. Na základě dlouhodobého pozorování lze odvodit, že stanice Florenc C tvoří bariéru poříčnímu proudění podzemní vody v kvartérních terasách a vzdutí vody na protivodní straně stanice je trvale cca 0,75 m. Uvnitř stanice Florenc C byly dále provedeny dva HG vrty skrze základovou desku až do skalního podloží pro čerpací zkoušky a dva vrty pozorovací. Vrty byly odvrtány skrze speciální hermeticky osazená zhlaví do základové desky s výhledem, že po dokončení HG průzkumu budou sloužit jako součást odlehčovacích prvků (obr. 8). Funkci odlehčovacích prvků lze zjednodušeně popsat takto. Při povodňové situaci dojde k zvýšení hydrostatického tlaku v uzavřeném prostoru pode dnem i v okolí stanice vlivem stoupající HPV při současném zvýšení průsaků skrze obvodové podzemní stěny. Instalované odlehčovací prvky umožní řízeně uvolňovat tlak vody v podzákladí stanice. Po otevření uzávěrů na zhlavích odlehčovacích prvků dojde k přítoku tlakové podzemní vody do vnitřního prostoru stanice a současně tím bude řízeně snížen hydrostatický tlak na staticky ověřenou úroveň. Z provedených měření a na základě modelového výpočtu lze předpokládat přítoky do 5 ls-1, které budou při povodňové situaci odvedeny do stávající dostatečně kapacitní nefekální jímky ve stanici, odkud budou přečerpány zpět do rozvodněné Vltavy. Účinnost zajištění základové desky pomocí odlehčovacích prvků byla ověřena hydrodynamickými čerpacími zkouškami v rámci průzkumných prací, a to při běžném stavu HPV a následně matematickým modelem, který uvažoval s prouděním podzemní vody během povodňové situace. Na základě výsledků modelo-


2/2006

SANACE R E H A B I L I TAT I O N vého řešení bylo navrženo doplnit ke stávajícím čtyřem zabudovaným odlehčovacím prvkům další dva, aby byla zajištěna rovnoměrná redukce hydrostatického tlaku pod celou plochou základové desky. Filtrační stabilita při proudění podzemní vody z podzákladí stanice do vnitřního prostoru stanice je zajištěna obsypem a hydraulicky testovanou perforovanou výstrojí vrtů. I N S TA L AC E

ODLE HČOVAC ÍC H PRVKŮ

DO ZÁKLADOVÉ DESKY

Dodatečná vestavba odlehčovacích prvků do nosné konstrukce je originálním řešením, které nebylo v naší a pravděpodobně ani v zahraniční stavební praxi doposud realizováno. Projekční návrh se řídil předem stanovenými parametry, které měly odlehčovací prvky splňovat. Jednalo se zejména o proveditelnost provrtání základové desky vystavené trvalému hydrostatickému tlaku a následné zvládnutí přítoků podzemní vody do vnitřního prostoru stanice. Prvky měly dále umožnit vystrojení vrtů pro čerpací zkoušky v rámci HG průzkumu, vodotěsné zabudování do základové desky a splňovat požadavky na dlouhodobou tlakovou odolnost. Práce komplikovala skutečnost, že jádrové vrty musely být prováděny skrze železobetonovou desku nástupiště, a to v nočních přepravních výlukách. Odlehčovací prvky byly zabudovány do základové desky následujícím postupem (obr. 9): • jádrový vývrt ∅500 mm do cca 3/4 tloušťky základové desky (cca 850 mm), • vlepení předem vyrobených zhlaví odlehčovacího prvku z nerezové oceli do základové desky pomocí epoxidového tmelu, • kontrolní zkouška zatvrdnutí epoxidového tmelu, • kontrolní zkouška těsnosti zhlaví tlakovou zkouškou (viz dále), • jádrový vývrt ∅300 mm skrze zbylou část desky a izolační souvrství s odvedením podzemní vody do nefekální jímky, • definitivní HG vrt ∅275 mm, zasahující do skalního podloží a provedení čerpací zkoušky, • vystrojení zhlaví, osazení uzavíracích kulových ventilů, • uzavření odlehčovacího prvku. Odlehčovací prvky jsou vyrobeny z nerezové oceli a při běžném provozním stavu jsou jejich ventily uzavřeny. Prvky

propojující vnější a vnitřní prostředí, umožňují trvalé sledování tlaku podzemní vody v podzákladí stanice. Kontrola vlepení a těsnosti zhlaví odlehčovacích prvků Během instalace nerezových zhlaví odlehčovacích prvků byly prováděny kontrolní vytrhávací zkoušky, kterými se ověřovalo zatuhnutí použitého epoxidového tmelu. Poté byly realizovány tlakové zkoušky ověření těsnosti lepeného spoje i jednotlivých komponent zhlaví odlehčovacího prvku (ventily, příruby). Cílem tlakové zkoušky odlehčovacích prvků bylo ověření těsnosti jejich vlepení do základové desky před tím, než byl proveden další jádrový vývrt skrze základovou desku. Postup zkoušky není normován a pro účel této akce byl navržen a prováděn dle následujících zásad a kroků. Zkušebním médiem byla voda, kterou se odlehčovací prvek zcela vyplnil, odvzdušnil a napojil na sestavu pro zavedení tlaku. Zavedený tlak byl 0,3 MPa (3 bar = 30 m vodního sloupce). Doba trvání tlakové zkoušky byla 24 hodin (obr. 10). Všechny čtyři zkoušené odlehčovací prvky vydržely po dobu 24 hodin namáhání tlakem vody 0,3 MPa bez zjevného průsaku v okolí prvku nebo v oblasti lepeného spoje a vyhověly tak stanoveným požadavkům. Z ÁV Ě R Stavebně-technický i HG průzkum významně doplnil informace potřebné pro dokončení povodňové ochrany stanice Florenc C. Během průzkumu nebyly zjištěny skutečnosti, které by signalizovaly závažné statické poruchy nebo bezprostřední ohrožení statické stability konstrukcí stanice. Nicméně na mnoha místech stanice Florenc C je zjevný průběh korozních procesů vyvolaných vnikáním vody a působením vlhkosti. Zejména s ohledem na poškozené a nefunkční izolace jsou korozní procesy výrazné u stropů nad vestibulem a podchodem, tj. u předpjatých prefabrikovaných I nosníků a monolitické desky. Zajištění základové desky stanice Florenc C je vyřešeno netradičním a originálním způsobem pomocí odlehčovacích prvků. Odlehčovací prvky zabudované během prováděného průzkumu do základové desky nyní tvoří součást povodňové ochrany metra a v případě povodně zabezpečí řízené snižování


2/2006

Literatura: [1] Jakoubek M.: Povodňová ochrana pražského metra, projekt a stavební část. In: Zakládání, 2005, č. 4, s. 24–27 [2] Pekárek V.: PPO stanice Florenc, Diagnostika stávajících konstrukcí, RDS, Metroprojekt Praha, a. s., 2005 [3] Projekt zatěžovací mostní zkoušky předpjaté stropní desky v části A, B, Interprojekt Praha, červen 1972 [4] Podklady pro statickou zatěžovací zkoušku stropních konstrukcí, TOPCON servis, s. r. o., Praha 2005 [5] Kolísko J., Hrabánek M., Bouška P., Hrdoušek V., Vokáč M., Záruba J., Šimůnek I., Balík L., Ibehejová M, Štěpánek D.: Diagnostika stanice metra Florenc C, Části 1–6, 2005

hydrostatického tlaku podzemní vody na základovou desku. Realizace odlehčovacích prvků je netradiční a podle provedených analýz vysoce účinné a ekonomické řešení ochrany stávajících podzemních konstrukcí stanice vůči tlakovým účinkům podzemní vody. Na základě výsledků HG průzkumu a modelových analýz proudění podzemní vody v podzákladí bude nutno ještě odlehčovací prvky optimalizovat a doplnit je do některých částí dna stanice. Uvedené práce v současnosti probíhají. Definitivní povodňová ochrana přestupní stanice Florenc bude dokončena až stavbou zábran do výšky Qn2002+0,6m, a to po zabezpečení všech konstrukčních dílů stanice Florenc C a po provedení nástavby na vestibul stanice Florenc B. Na odlehčovacích prvcích probíhá měření aktuálního hydrostatického tlaku vyvolaného zvýšením hladiny Vltavy na pětiletou úroveň. (duben 2006, pozn. autorů) Ing. Martin Jakoubek METROPROJEKT Praha, a. s. Nám. I. P. Pavlova 2, 120 00 Praha 2 tel.: 296 154 404 e-mail: [email protected] Ing. Milan Hrabánek, Ph.D. tel.: 224 353 554 e-mail: [email protected] Ing. Jiří Kolísko, Ph.D. tel.: 224 353 537 e-mail: [email protected] oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 166 08 Praha 6 – Dejvice

33


VD SOBĚNOV –

OBNOVA PROTRŽENÉ HRÁZE NA ŘECE ČERNÉ SOBĚNOV WATERWORKS – RECONSTRUCTION OF A FAILED DAM JIŘÍ PECHAR Bylo vybudováno nové železobetonové přelivné těleso délky 29,5 m výšky cca 8,2 m. Přes přelivné těleso a pravobřežní pilíř je prodloužen původní most. Celková délka nové mostní konstrukce je v ose 36,35 m. Odpadní koryto bylo celkově opraveno, v koncovém úseku byl nově vybudován měrný objekt se šesti spádovými stupni. Z prostoru nádrže byly odtěženy nánosy. A new spillway body with height of 8.2 and the total length of 29.5 meters. The original bridge was extended over the spillway body and the right bank pillar.

The total length of the new bridge structure is 36.35 m in its axis. The diversion channel was repaired and a new measuring object has been constructed in its end section with six drop spillways. Sediments were removed from the dam area. Údolní nádrž Soběnov byla vybudována pro využití vodní energie v roce 1924 severovýchodně od Kaplice, 6,5 km od soutoku říčky Černé s řekou Malší (obr. 1 a 2). Těleso hráze bylo z poloviny zděné z kamenů a z poloviny sypané. Celková délka hráze včetně štěrkové a vorové propusti je cca 80 m, hráz dosahuje výšky 8,5 m, nádrž pojme 73 200 m3 vody a za-

topená vodní plocha má rozlohu 3,94 ha. V levém břehu nad profilem hráze je umístěn nátok na přivaděč k MVE. Budova vodní elektrárny se nachází cca 4 km po proudu říčky Černé. Výhodné terénní podmínky zajišťují spád vody pro vodní elektrárnu H = 59,34 m při celkové délce přivaděče 1101 m. Vodní elektrárna včetně přivaděče je v majetku firmy E.ON. Při první vlně povodně v noci ze 7. na 8. srpna 2002 došlo k destrukci hráze způsobené pravděpodobně erozí zeminy na vzdušní straně zemní části hráze způsobenou zvýšenou hladinou dolní vody (obr. 3). Pravá, sypaná část hráze vodního díla byla kompletně odplavena až na

Obr. 2 VD Soběnov před povodní v srpnu 2002 Fig. 2 Soběnov waterworks before floods in August 2002

Obr. 1 Mapa povodí Vltavy s vyznačením hráze VD Soběnov Fig. 1 Map of Vltava river basin with marked dam of Soběnov waterworks Obr. 3 Při povodni, srpen 2002 Fig. 3 Soběnov waterworks during floods in August 2002 Obr. 5 Příčný řez přelivným polem hráze Fig. 5 Cross section of overflow spillway

Obr. 4 Zahájení obnovy, sjezd do dolní vody Fig. 4 Start of reconstruction, chute to tail water

34


2/2006


Obr. 6 Základová spára nového přelivného tělesa Fig. 6 Construction joint of new overflow body Obr. 8 Základová deska přelivu č. 3 Fig. 8 Bed-plate foundation of nappe no. 3

základovou spáru. Betonové jezové těleso včetně středových pilířů, mostní konstrukce a štěrkové propusti nebylo průchodem povodňových průtoků zvlášť dotčeno. Materiál ze sypané části hráze byl odplaven do vývaru a do odpadního koryta, které bylo zničeno a dlažba vývaru částečně poškozena (obr. 4). Vorový kanál nebyl poničen, došlo pouze k zanesení skluzu. Na pravém břehu pod VD se vytvořila břehová nátrž, která byla bezprostředně po povodni provizorně sanována kamenným záhozem. Nádrž VD byla zanesena hlinitými a písčitými naplavenými materiály vzniklými vymíláním břehů v horních úsecích toku během povodně. V dubnu 2003 byly vypracovány dvě varianty studie sanace protržené zemní hráze: • obnova navržena vybudováním dvou dodatečných přelivných polí jezového tělesa

• navržena obnova sypané hráze v místě původního sypaného tělesa Předností varianty I bylo přidání dvou přelivných polí jezového tělesa a tedy zvýšení celkové délky přelivné hrany přímého bezpečnostního přelivu z původních 21 na 48,5 m, snížení úrovně maximální hladiny v nádrži při průchodu povodňových průtoků a vyšší odolnost konstrukce pevného jezového tělesa proti účinkům velkých vod. Z těchto důvodů byla varianta I vybrána pro následnou realizaci dalších stupňů projektové dokumentace. Projektová dokumentace rozdělila dílo do několika stavebních objektů, které řešily celkovou obnovu hráze, včetně vybudování nového pravobřežního pilíře, vývaru, opravu skluzu vorové propusti a koryta pod hrází a vytěžení nánosů v nádrži v objemu cca 26 tis. m3. Dále popíši dva nejvýraznější stavební objekty: přelivné těleso a most. PŘELIVNÉ TĚLESO Původní těleso sypané části hráze u pravého břehu bylo nahrazeno železobetonovým přelivným tělesem o celkové délce 29,5 m (obr. 5) a pravobřežním


2/2006

Obr. 7 Zabetonovaná ostruha, pohled z levého břehu Fig. 7 Cut-off wall embedded in concrete, view from the left bank

zavazujícím pilířem, který navazuje z jedné strany na přelivné těleso a z druhé strany na původní vorovou propust. Přelivné těleso se skládá ze dvou dilatačních celků – přeliv č. 3 a přeliv č. 4. Pod základovou spárou přelivných polí je vybudována betonová ostruha o hloubce 1,3 m a šíři 2 m situována k návodnímu líci přelivných polí, z které byla provedena těsnící injektážní clona podzákladí (obr. 6 a 7). Za injekčním bločkem je drenážní zásyp propojený protivztlakovými drény zaústěnými svislým ocelovým potrubím přes základovou desku přelivného pole do vývaru. Přelivná pole jsou navržena a vybudována jako monolitický tížný železobetonový blok z betonu C 30/37 vyztužený po obvodě betonářskou sítí s pruty ∅ 8 mm (obr. 8 až 10) se vzdušným lícem obloženým kotvenými kamennými kopáky tloušťky 0,5 až 0,7 m a přelivnou hranou obloženou žulovými kvádry o rozměrech 0,5 x 0,7 x 1 m. Součástí přelivných polí jsou i středové pilíře, které 35


Obr. 9 Betonáž přelivu č. 3, pohled z pravého břehu Fig. 9 Concreting of nappe no. 3, view from the right bank

Obr. 10 Odbedňování skruže mostu Fig. 10 Demoulding of bridge centering

Obr. 11 Vzdušný líc hráze z levého břehu Fig. 11 Downstream face of the dam from the left bank

Obr. 12 Dokončená stavba Fig. 12 Finished construction

oddělují původní přelivná pole a novou část hráze, respektive dvě nová přelivná pole. Pilíře šíře 1 m převyšují přelivnou hranu o 1,9 m a jsou obloženy obkladními kvádry. Na horní úrovni pilířů jsou uložena ložiska mostu. Na základě posouzení původní konstrukce přelivných objektů zděných z kamenů u levého břehu na překlopení bylo nutno přikotvit původní konstrukci do podkladního skalního masivu třípramencovými předpjatými kotvami v trvalém provedení. V každém poli bylo provedeno devět kotev ve svislém směru délky cca 13 m (cca 5 m pod základovou spáru) s injektovaným kořenem. Kotvy byly předepnuty na kotevní sílu P = 365 kN. Kotvení původních přelivů bylo doplněno systémem těsnících injekčních vrtů, které byly provedeny přes těleso přelivů. Vrty zajistily injektáž podzákladí do hloubky cca 5,4 m pod základovou spáru přelivů. Před zahájením bouracích prací zbytků dělících zdí mezi původní sypanou částí hráze a vorovým kanálem u pravého břehu byl pilíř vorové propusti, který je založen cca 4 m nad úrovní základové 36

spáry nových sousedních přelivných polí, staticky zajištěn železobetonovým podpěrným trámem a systémem devítimetrových mikropilot. MOST Most je navržen jako třípolová spojitá monolitická konstrukce trámového typu se dvěma podélnými žebry a soustavou podporových a mezipodporových příčníků. Celková délka nové mostní konstrukce široké 3,6 m je v ose 36,35 m (obr. 11). Na levé straně navazuje mostní konstrukce na původní most přes přelivná pole a na pravé straně na původní most nad vorovou propustí. Nové a původní části mostu jsou odděleny dilatačními spárami. Most je uložen na elastomerových ložiscích zabudovaných do pilířů přelivných polí. Kloubové uložení mostu zajišťuje vrubový kloub umístěný ve vzdálenosti 0,89 m od pravobřežního konce mostu na pravobřežním pilíři. Most je odvodněn samospádem do boků k vystupujícím římsám příčným sklonem do mostních odvodňovačů, jimiž se voda odvádí přes konstrukci mostovky pod most. Na horní líc mostní konstrukce

včetně říms je proveden přímopojížděný izolační nátěr určený pro třídu dopravního zatížení B (40 t). Z ÁV Ě R I přes použití moderních technologií a materiálů a provádění obnovy hráze v 21. stol. zapadá i nadále hráz do krásné okolní krajiny části toku říčky Černé (obr. 11 a 12). Říčka Černá byla již v 18. století, jako nejmenší evropský tok, upravena spolu se svým přítokem Pohořelickým potokem pro plávku dříví, ale i pro voroplavbu. Ing. Jiří Pechar Povodí Vltavy, s. p. Holečkova 8, 150 24 Praha 5 tel.: 221 401 462, e-mail: [email protected]

Projektant stavby Aquatis, a. s., Brno Hlavní dodavatel Vodohospodářské stavby České stavby Budějovice, spol. s r. o. Investor Povodí Vltavy, s. p. Celkové náklady cca 49,6 mil. Kč Akce byla hrazena z dotace MZe ČR na odstranění škod po povodni v roce 2002.


2/2006

FIREMNÍ

PREZENTACE

SPOLEČNOST NEMETSCHEK – AEC, CAD A CAM SOFTWARE PRO STAVEBNICTVÍ Společnost Nemetschek byla založena již v roce 1963 jako statická kancelář panem Georgem Nemetschkem. S rozvojem výpočetní techniky si tato kancelář „vyráběla“ programy, které by jí usnadnily tvorbu projektů. Programy a jejich vývoj postupně dosáhl takové úrovně, že byla založena nová společnost Nemetschek Programmsystem GmbH, která se zabývala výhradně vývojem programů pro výpočty a projektování ve stavebnictví. V roce 1977 tak byla uvedena na trh první verze grafického programu pro projektování. Od té doby již bylo vydáno mnoho dalších verzí nejen grafických, ale i alfanumerických programů pro podporu projektování, výstavbu a využívání staveb, které používá více jak 180 000 zákazníků po celém světě. HISTORIE Během více jak 40-tileté historie prošla společnost Nemetschek mnoha změnami, které vedly k přeměně na akciovou společnost a následně holding několika firem. Podívejme se na stručnou historii jednoho z hlavních produktů, AEC/CAD/CAM systému Allplan Vyztužování a Prefa. V roce 1983 systém přidal ke svým možnostem poprvé funkce pro vyztužování prutovou výztuží ve 2D, v roce 1989 pak 2D sítě a propojení s FEM systémy. 3D vyztužování pruty se objevilo v roce 1995 a v roce 1998 pak kompletní vyztužování ve 3D pruty i sítěmi. V tomto roce jsme také nabídli poprvé propojení s výpočetním systémem FEAT. S programem NEXIS začal Allplan komunikovat v roce 2002, kdy byla také do Allplanu integrována část pro návrh a podporu výroby prefabrikovaných konstrukcí. Počátkem roku 2004 začal Allplan komunikovat s pilotním produktem společnosti SCIA, ESA PT. Strategickou událostí je spolupráce se společností SCIA v roce 2004, jejíž první výsledek, modul Ocelové konstrukce, je zákazníkům nabízen od roku 2005. Technologická spolupráce se společností SCIA byla v únoru 2006 povýšena na partnerství, když v ní společnost Nemetschek získala majoritní 79% podíl. SCIA International, 100% majitel společnosti SCIA CZ/SCIA SK, se stala členem Nemetschek holdingu. Spolupráce je ještě více prohloubena a bude přinášet mnoho novinek do produktů obou společností. Právě připravovaný nový modul Allplan Betonové konstrukce přináší další krok k BIM modelu, který bude dále doplňován a rozvíjen. PRODUK T Y A SLUŽBY Nemetschek dodává produkty a služby pro všechny oblasti projektování, výstavby a využívání staveb stejně tak, jako pro elektronickou správu dokumentů a archivaci dat. Jedny ze základních produktů jsou specializované AEC/CAD/CAM systémy Allplan Vyztužování a Allplan Prefa, které podporují všechny činnosti při projektování a tvorbě výkresové dokumentace betonových, železobetonových a prefabrikovaných konstrukcí. ALLPLAN Základní paket Allplan je řešením pro profesionální tvorbu 2D výkresů. Produkt je určen kresličům a konstruktérům, kteří potřebují výkonný pracovní nástroj. Progresivní funkce a jednoduché pracovní prostředí významně zrychlují kres-

lení. Allplan umožňuje použití jak vektorových, tak rastrových prvků a nabízí nástroje pro tisk s automatickou změnou měřítka, včetně přímého tisku do PDF. Umožňuje nejen rychle vytvářet všechny základní elementy, ale také modifikovat, popisovat a kótovat inteligentní prvky vytvořené ve všech variantách Allplanu. Pro komunikaci se spolupracovníky jsou k dispozici funkce pro import/export DXF, DWG a DGN formátů. ALLPLAN ARCHITEKTURA Je specializovaný stavební AEC/CAD systém pro architekturu a pozemní stavitelství s jednoduchým ovládáním a inteligentními stavebními prvky umožňující pokročilý integrovaný přístup k návrhu budov a procesu vytváření projektové dokumentace. Nástroje Allplanu jsou sjednoceny do jediného, jednoduchého, integrovaného produktu. Získáváte nástroj pro návrh, prezentaci, projektování a vykazování materiálů. ALLPLAN VYZTUŽOVÁNÍ Nabízí kompletní funkčnost pro vyztužování a projektování inženýrských konstrukcí. Jako integrovaný systém kombinuje Allplan silné nástroje pro všechny fáze projektování přes strukturální analýzu až po konečnou tvorbu a výkresovou dokumentaci. Allplan Vyztužování nabízí množství funkcí pro návrh všech nosných i nenosných částí konstrukcí, umožňuje propojení celého systému s výpočtem a pokrytí celého projekčního procesu. K dispozici je množství parametrických prvků – stačí vybrat typ, upravit rozměry a získat kompletně vyztužený a popsaný dílec. K dispozici je přímé propojení se systémem ESA PT. Současné propojení je realizováno na úrovni předání tvarů konstrukcí do ESA PT (také do FEAT a NEXIS32), kde je konstrukce spočítána, nadimenzována a předána zpět. V Allplanu jsou výsledky výpočtu použity jako podklad pro vyztužování. ESA PT a NEXIS32 umí navíc předat i informace o navržené výztuži, která je potom v Allplan Vyztužování doplněna o koncové úpravy a další konstrukční požadavky, a vytvořen výkres tvaru a výztuže včetně všech potřebných výkazů. Rozvoj propojení dále pokračuje a v budoucnu bude k dispozici tzv. round-trip – bezztrátové obousměrné datové propojení obou systémů. ALLPLAN PREFA Je AEC/CAD/CAM systém pro projektování a podporu výroby prefabrikátů. Nabízíme integrovaný systém, který spojuje všechny části od projektování stavby až k její realizaci. Data, která program vytvoří, mohou být použita do NC strojů, které napojením do automatizovaných linek mohou prefabrikáty přímo vyrábět. ZÁVĚR Dlouhodobým cílem společnosti Nemetschek je vyvíjet, nabízet a podporovat integrovaná řešení pro všechny oblasti stavebnictví. Chceme umožnit našim zákazníkům zvyšovat produktivitu a kvalitu práce ve všech fázích realizace a následného využívání stavebního díla prostřednictvím informačních technologií.


Ing. Stanislav Jáně Nemetschek s.r.o.

2/2006

SCIA novým členem Nemetschek Group > Zcela nové možnosti pro statiky a projektanty

> Společně dodavatelem číslo 1 v Evropě pro integrovaný stavební software

> Jediný dodavatel integrovaného řešení

pro architekturu, vyztužování, výpočty a statiku konstrukcí

> Nemetschek

jeden z vedoucích světových dodavatelů software a konzultací pro projektování, výstavbu, správu a management projektů a staveb

> SCIA

lídr na trhu výpočetních systémů pro statiku konstrukcí

PROJEKCE

V¯STAVBA

SPRÁVA

Nemetschek s.r.o., Tel.: (+420) 225 384 880, Fax: (+420) 225 384 890, www.nemetschek.cz Nemetschek Slovensko s.r.o., www.nemetschek.sk

inz_Beton-2_67,5x264,5.indd 1

37

15.3.2006 13:21:36

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGIES

VODOTĚSNOST

KONSTRUKCÍ VODNÍCH STAVEB ZAJIŠŤOVANÁ POMOCÍ PLASTOVÝCH FÓLIÍ PERMEABILITY OF HYDRAULIC STRUCTURES SECURED BY GEOMEMBRANES VOJTĚCH BROŽA Použití plastových fólií jako těsnícího prvku v přehradní výstavbě již brzy bude mít padesát let trvání, což je dostatečně dlouhá doba pro ověření jejich životnosti a spolehlivosti. Oblast jejich použití se podstatně rozšířila, sortiment výrobků se soustavně zkvalitňuje. Příklady použití z posledních let mohou být inspirativní, např. pro návrh kombinovaného plášťového betonového těsnění sypaných přehrad. The geomembranes will soon be used as a sealing element in dam construction for 50 years, which is long enough for verification of their durability and reliability. The area of their exploitation has expanded substantially, and the assortment of products has been improving continuously. The examples of their application in recent years may be inspiring, for instance for the design of the combined coat concrete sealing of earth dams. Nejvýznamnějším požadavkem na betonové konstrukce vodních staveb vystavené účinkům tlakové vody spolu s klimatickými vlivy je vodotěsnost a trvanlivost. V období před půl stoletím byly u nás zpracovány speciální normy, zahrnující zásady pro složení betonové směsi, její zpracování, ošetřování, zkoušky atd. I když dnes již pozbyly platnost, technologické

zásady, zdokonalené v průběhu dalších let vývoje, jsou obecně akceptovány. Přesto je beton nutno chápat jako pórovité prostředí s možností komunikace mezi póry. Podstatně závažnější z hlediska průsaků však jsou různé imperfekce při ukládání a zpracování směsi a zejména singularity – pracovní spáry, hydratační trhliny apod. Pokusy o zvládnutí těchto obtíží pokračují po desetiletí bez naděje na jednoznačně pozitivní vyřešení. Proto jsou vcelku logické snahy o použití jiných prostředků k zajištění požadované vodotěsnosti konstrukcí, a to mimo oblast technologie betonu. P O V R C H O V É T Ě S N I C Í Ú P R AV Y Snahy o použití vodotěsných vrstev na návodním líci konstrukcí je možno zaznamenat již na počátku dvacátého století, např. u přehrad z kamenného zdiva na hydraulickou maltu. Těsnicí nános na povrchu urovnaném cementovou omítkou, nazývaný sideroston (směs olejů, dehtu, parafínu a kaučuku), je z dnešního pohledu možno chápat jako „fólii“ vytvářenou přímo na staveništi, jakéhosi předchůdce „nánosové textilie“. Nové možnosti přinesly plastové fólie zhruba po roce 1960. V hydrotechnické výstavbě byly použity u nás, mezi prvními v celosvětovém měřítku, zásluhou L. Hobsta a jeho spolupracovníků. Těsnicí systém, sestávající z fólie PVC o tloušťce ∼ 2 mm, chráněné oboustranně nepísko-

Obr. 1 Fólie jako plášťový těsnicí prvek sypané hráze a – sevřená mezi prefabrikáty (L. Hobst); 1 – betonové desky 2 x 2 m; 2 – fólie PVC (o tI. ~ 2 mm) chráněná oboustranně nepískovanou lepenkou; 3 – upravený povrh svahu; b – s ochranným betonovým krytem; 1 – ochranná betonová vrstva; 2 – těsnicí fólie; 3 – netkaná syntetická textilie; 4 – upravený svah + písková vrstva Fig. 1 Geomembrane as coat sealing element – earth dams

38

vanou lepenkou (syntetické textilie tehdy ještě nebyly k dispozici) byl sevřen vytvarovanými prefabrikovanými betonovými deskami. Systém byl použit poprvé na hrázi vyrovnávací nádrže pod Dobšinou na středním Slovensku, později na vodním díle Landštejn v jižních Čechách (obr. 1a). Použití fólií jako těsnicího prvku se převážně spojovalo se sypanými hrázemi. Ze sortimentu, který byl na trhu, se přednost většinou dávala PVC. Hlavní obavy vzbuzovala v té době nedostatečně ověřená životnost nového materiálu. V dalších aplikacích v kombinaci s betonem tradiční materiál vystupoval jako ochrana fóliového těsnění položeného na svahu (obr. 1b), ať již se jednalo o desky betonované na místě, prefabrikáty či o vrstvu stříkaného betonu (u nás použita na přehradě Trnávka). S odstupem několika let se objevily první aplikace fólií PVC jako těsnicího prvku betonových konstrukcí, původně vesměs v rámci oprav již vybudovaných betonových, popř. zděných, přehrad, později i otevřených přivaděčů vodních elektráren atd. Zásluhou odborníků společnosti CARPI (zejména A. Scuero) byla rozvinuta koncepce, opírající se plně o těsnicí vlastnosti fólie. Na rozdíl od mnohých jiných aplikací se tu nepřipouštěly pochyby o spolehlivosti fóliového těsnění. To bylo aplikováno na syntetickou textilii, rozprostřenou na návodním líci betonové konstrukce, plnící zároveň drenážní funkci spolu s odvodňovacím systémem, který měl dostatečnou kapacitu pro odvedení prosáklé vody, aby jí nebyla zatěžována vlastní betonová konstrukce chráněná fóliovým pláštěm (obr. 2). Fólie na líci přitom nebyla nijak chráněna. Předpokladem takových aplikací byl nepochybně mimořádně rychlý pokrok v oblasti syntetických fólií i textilií. Jen díky jemu přestaly být aktuální problémy spojené s degradací fólií účinkem světla. U nás vyráběné fólie (zhruba před 40 roky) trvale uložené pod hladinou vody vykazují i dnes vynikající vlastnosti bez znaků stárnutí, v zónách kolísání hladiny popř. účinků klimatu však jsou značně degradované.


2/2006

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

Za zásadní je však třeba považovat propracování racionálního systému těsnění a odvodnění osazeného na návodní líc betonové konstrukce. Z dnešního hlediska, kdy se stále více prosazuje pojetí diferencované životnosti konstrukčních prvků, zaslouží tento přístup velké uznání: při životnosti třicet až padesát let (v zónách trvale pod hladinou podstatně delší) oprava fóliového pláště z hlediska přístupnosti, rychlosti provedení opravy i obnovení funkčnosti má nesporné přednosti před náhradou degradovaného betonu, či asfaltobetonových prvků. Při použití povrchového těsnicího systému fólií je nutné zajistit, aby při žádné kombinaci zatížení nedošlo k přetlaku vody zevnitř konstrukce. U vzdouvacích objektů lze tuto podmínku snadno splnit, avšak např. u betonového kanálu v zářezu mohou být potíže při vyprázdnění koryta pro revizi, protože tlak vody v okolním horninovém prostředí je obtížné vyloučit. POUŽITÍ

V KO M B I N AC I

S T E C H N O LO G I Í VÁ LC O VA N É H O BETONU

Nové možnosti použití plášťového fóliového těsnění betonových konstrukcí vodních staveb, tentokrát jako konstrukčního prvku nově budovaných staveb, se ukázaly u masivních objektů budovaných technologií válcovaného betonu. Pro uplatnění předností výstavby těchto konstrukcí po souvislých vodorovných vrstvách je významné vyloučení dilatačních spár, a to i za cenu vyššího rizika hydratačních trhlin. Pak povrchový těsnicí plášť zajišťuje vodotěsnost bez nutnosti sanace zjištěných trhlin, navíc zbavuje beton nepříznivých účinků tlakového filtračního proudění (pórové tlaky vyvolávající tahová napětí, vyluhování pojiva, účinky mrazu atd.).

Obr. 2 Schéma plášťového těsnění betonové vzdouvací stavby – systém CARPI (Sibelon) a – 1 – těsnicí plášť fólie PVC s podkladní netkanou textilií (pásy fólie neseny prvky zakotvenými do betonu s drenážní funkcí); 2 – revizní chodba; 3 – drenážní svod (+ měření průsaku); b – Detail nosného prvku (varianty) z nerez oceli; 1 – beton konstrukce; 2 – těsnicí fólie + podkladní textilie; 3 – nosný pásový prvek (nerez); 4 – pás PVC překrývající nosný prvek (lepený) 5 – kotvy (nerez) Fig. 2 Diagram of coat sealing of a concrete dam – system CARPI (Sibelon)

První použití tohoto řešení je známé z experimentální přehrady RIOU ve Francii, s kladným výsledkem z hlediska funkce těsnicího prvku a také z hlediska sladění s technologií válcovaného betonu. Podstatně velkorysejší uplatnění povrchového pláště z fólie PVC při výstavbě přehrady technologií válcovaného betonu (RCC) bylo na přehradě Olivenhain v Kalifornii v letech 2000 až 2003. Výška přehrady 97 m naznačuje, že šlo o použití fólie v podmínkách dosud neobvyklých (z hlediska zatížení), stejně tak plocha líce ~ 38 300 m2 opatřená fólií patří k rekordní (obr. 3). Použitím fólie PVC na líci přehrady se dosáhlo • optimálního uplatnění předností technologie válcovaného betonu, • omezení účinků prosakující vody na beton, • výrazného snížení průsaku konstrukcí, • příznivého chování objektu při seizmických účincích (podstatně lepšího než u konstrukce rozdělené dilatačními spárami na bloky). Pokud se jedná o průsak fóliovým těsněním, měření vedla k hodnotě ~ 7 ga1/min, tj. až neuvěřitelných ~ 0,5 1/s. SYPAN É

P Ř E H R A DY S N ÁV O D N Í M

BETONOVÝM TĚSNĚNÍM

Myšlenka řešit vodotěsnost betonu se zvýšeným rizikem vzniku hydratačních trhlin pomocí těsnicího fóliového pláště může být inspirativní i pro sypané přehrady s těsnicím prvkem z vyztužené-


2/2006

ho cementového betonu na návodním svahu. Existuje tu významná pozitivní zkušenost z České republiky z opravy sypané přehrady Morávka s návodním pláštěm nikoliv z cementového, ale asfaltového betonu. Byla použita ověřená technologie CARPI, při níž kotvy nosných a drenážních pásů vedených po spádnici bylo nutno zajistit v původním materiálu těsnění (někdy s obtížemi). Výsledek však je vynikající – různá očekávaná rizika porušení těsnění se v průběhu let nepotvrdila (obr. 4). Příkladem opravy betonového těsnicího pláště sypané přehrady je relativně stará přehrada Salt Springs v Kalifornii z let 1928 až 1931, která má max. výšku 96 m. Těsnicí plášť bylo v průběhu let nutno soustavně opravovat, hlavně pro omezení průsaků (přesahovaly i 1 000 1/s) a projevily se i poměrně rozsáhlé povrchové poruchy. V 1etech 2004 až 2005 byl při opravě realizován těsnicí plášť z fólie PVC položený na netkanou textilii, uchycený pomocí nosných a drenážních prvků vedených po spádnici (obr. 5). V místech větších poruch byl systém doplněn nosnou plastovou mřížovinou. K problematice těsnění sypaných přehrad pomocí návodního betonového pláště je vhodné uvést některé další skutečnosti. Původní koncepce, v níž byl plášť dělen pomocí těsněných dilatačních spár na velkoplošné desky (až 20 x 20 m) vykazovala značné defekty, hlavně pro nereálnost kvalitního zpracování betonu 39

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGIES

Obr. 3 Přehrada Olivenhain (Kalifornie), návodní plášťové těsnění – fólie PVC Fig. 3 Olivenhain dam (California), upstream coat sealing – PVC membrane

Obr. 4 Přehrada Morávka, fóliové těsnění položené na asfaltobetonovém plášti (oprava) Fig. 4 Morávka dam, membrane sealing resting on asphalt concrete coat (repair)

v oblasti vodorovně vedených spár a zejména při křížení spár. Po létech rozčarování přinesli zejména australští přehradáři nové řešení, vyznačující se členěním pláště pouze pomocí spár po spádnici, tj. na široké pásy. Přitom byl očekáván vznik hydratačních trhlin, z nichž zhruba pětina měla být sanována (ostatní byly hodnoceny jako průsakově nevýznamné – s možností samočinného dotěsnění v průběhu provozu). Literatura: [1] Bulletin ICOLD N° 70 Rockfill dams with concrete facing. Paris. 1989 [2] Garnier G., Guérinet M.: Le barrage de Riou. Travaux N° 665,5, 1991 [3] Bulletin ICOLD N° 126 Roller compacted concrete dams, Paris, 2003 [4] Broža V., Satrapa L.: Navrhování přehrad, ČVUT Praha, 2000 [5] Tarbox G. S., Rogers M. F., Steele K. A., Schweiger P. G.: Exposed geomembrane liner minimises seepage at Olivenhain, Hydropower & Dams, 4, 2005 [6] Larson E., Kelly R., Dreese T., Wilkes J.: Repairing CFRDs in cold climates: the case of Salt Springs, Hydropower & Dams, 4, 2005

40

Toto řešení se potvrdilo v praxi a dalo nový podnět k rozvoji betonových plášťových těsnění sypaných přehrad. Vzniká tu situace obdobná konstrukcím z vá1covaného betonu. Nepříliš rozevřené trhliny (hlavně hydratační) popř. pracovní spáry zřejmě mohou být bez rozpaků akceptovány, jsou snahy o omezení těsněných dilatačních spár. Pokud by povrchová plastová fólie (v pojetí CARPI) byla navrhována jako součást systému těsnění, zřejmě by bylo dosaženo řady výhod • snížení celkového průsaku vzdouvací stavbou • zmenšení namáhání betonu prosakující vodou s příznivým účinkem na trvanlivost • zjednodušení technologie Tu je možno uvažovat zejména o úpravách v oblasti konstrukční tloušťky, dosud zpravidla 0,3 m v oblasti koruny s nárůstem ~ 5 % s výškou směrem k základové spáře. Při výšce přehrady 100 m max. tloušťka betonového těsnění tak přesahuje 1 m. Tuto zásadu by zřejmě bylomožno zredukovat, protože beton nebude mít přímou těsnicí funkci. Zejména však by bylo možno plášť budovat v užších pásech (po spádnici) o šířce pod 10 m, což by výrazně zlevnilo

Obr. 5 Přehrada Salt Springs – oprava návodního betonového pláště pomocí fólie PVC Fig. 5 Salt Springs dam (California), coat from PVC membrane, geotextile and reinforced grate resting on damaged concrete sealing

mechanizmy (svahové finišery) a vyloučilo nutnost těsnění spár mezi nimi. V rámci České republiky v současné době bohužel není příležitost tuto myšlenku rozpracovat na konkrétním projektu. Z ÁV Ě R Těsnicí plastová fólie na povrchu betonových konstrukcí staveb zatížených tlakem vody se stále více prosazuje jako racionální řešení problémů vodotěsnosti (včetně kontroly průsaků). Sortiment výrobků – fólií, textilií, mřížovin, geodrénů – je dnes velký a soustavně se rozšiřuje, rovněž v oblasti požadovaných vlastností je výběr. Počet úspěšných realizací se trvale rozšiřuje. Obavy z neověřené životnosti dnes zřejmě nejsou opodstatněné, nejstarší stavby s použitím fólií dosáhnou brzy padesáti let. Navíc je třeba ve prospěch povrchových fóliových těsnění započíst jednoduchost opravy, zejména z hlediska přístupnosti, malé hmotnosti materiálů a rychlosti její realizace. Ostatně ani klasické materiály (beton, asfaltobeton) na exponovaných návodních lících vystavených tlaku vody v kombinaci s účinky teplotních změn, mrazu atd. nemají výrazně delší životnost.

Prof. Ing. Vojtěch Broža, DrSc. Katedra hydrotechniky, Stavební fakulta ČVUT Thákurova 7, 166 29 Praha 6


2/2006

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

INTENZIFIKACE ČOV VYŠKOV –

VYŠŠÍ KVALITA POVRCHU

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ INTENSIFICATION OF WTP IN VYŠKOV – BETTER QUALITY OF THE SURFACE OF CONCRETE STRUCTURES KAREL HÁJEK Železobetonové konstrukce v čistírnách odpadních vod (ČOV) podléhají extrémnímu namáhání. K dosažení odolného betonového povrchu, který nepotřebuje opravy se nabízí drenážní potah bednění jako cenově nenáročné řešení. Reinforced concrete structures in wastewater treatment plants are subjected to extreme loads. In order to produce concrete surface which does not require repairs, drainage coating of the formwork is employed as an inexpensive solution. Současná i připravovaná legislativa v České republice nutí provozovatele ČOV, v souladu s direktivami EU, provádět projekty intenzifikací ČOV. Hlavním požadavkem je odstraňování nejenom organického znečištění vyjádřeného jako BSK5, ale především znečištění tvořeného na bázi dusíku a fosforu. To byl i případ ČOV Vyškov. Koncepce intenzifikace čištění odpadních vod v ČOV Vyškov zahrnovala především kompletní modernizaci biologického stupně, jako stěžejního článku celé ČOV, majícího prvořadý vliv na kvalitu vyčištěné odpadní vody. ČOV byla rekonstruována a intenzifikována na kapacitu 38330 EO (ekvivalentních osob, pozn. red.) a průměrný přítok 3,285 mil m3/rok. ZLEPŠENÍ

MECHANICKÝCH

VLASTNOSTÍ A ODOLNOSTI BETONU

S ohledem na agresivní účinky odpadních vod ve styku s železobetonovými konstrukcemi v ČOV, požadoval investor a zároveň provozovatel objektu na generálním projektantovi stavby, aby veškeré železobetonové (nově budované) konstrukce, které jsou vystaveny agresivním účinkům odpadních vod, byly navrženy tak, aby těmto účinkům odolávaly ve zvýšené míře. Po dohodě s projektantem se ukázalo nejvhodnější řešení, které spočívalo v použití drenážních bednících fólií „ZemDrain“ při realizaci konstrukcí ČOV. Drenážní potah, výrobek firmy Du Pont dodáváný na náš trh firmou Max Fran, je pevný, roztržení i průrazům odolný, dvou-

vrstvý polypropylénový potah, který působí jako filtrační a drenážní vrstva mezi betonem a bedněním. Velké množství mikroskopicky jemných pórů filtrační vrstvy potahu propouští z betonové směsi do drenážní vrstvy pouze přebytečnou (záměsovou) vodu a ve směsi nashromážděný vzduch. Drenážní vrstvou jsou pak voda i vzduch odváděny mimo bednění. Tím se snižuje vodní součinitel (v/c) a redukuje tvorba kapilárních pórů. Zároveň nevznikají žádné „bublinky“ (lunkry) a hnízda na povrchu betonu. Povrch betonu tvoří uzavřenou nepropustnou skořápku, se zvýšenou odolností proti mechanickému namáhání a agresivním účinkům odpadní vody. Takto lze zabránit běžně se vyskytujícím a známým vadám betonových povrchů, které se objevují při používání bednění s bednící plochou z nesavých materiálů. Drenážní fólie brání přímému kontaktu mezi betonem a bedněním. Díky tomu lze dosáhnout optimálního povrchu i se starým, ale cenově zajímavým, bedněním, a k tomu ještě snížení nákladů na čištění. Potah může velmi účinně podpořit ošetřování betonu. Voda „uskladněná“ ve vlastním potahu (až 0,5 l/m2) je v případě její potřeby pro hydrataci uvolněna zpět do betonu a povrch betonu je tímto samovolným způsobem ošetřován již v začátku hydratace. Z K U Š E N O S T I Z Č OV V Y Š K O V Drenážní fólie byla použita v opakovaném nasazení (až pětkrát) na objektech: • nová dosazovací nádrž (kruhová) průměru 17,5 m a výšky 8,05 m • nové nádrže oběhové aktivace oválného půdorysu 2 x 54,9 x 9,85 a výšky 6,1 m • nová uskladňovací nádrž (kruhová) průměru 14 m a výšky 6 m U nádrží byla tímto způsobem zvýšena odolnost proti agresivním účinkům odpadní vody, a tím i jejich životnost. Z estetického hlediska – z pohledových důvodů byla takto ošetřena i vnější plocha obvodových stěn v pruhu širokém cca 1,5 m, který zůstal po zásypu objektu nad terénem. Na stavbě bylo nasazeno několik typů


2/2006

Obr. 1 Realizace železobetonových nádrží oběhové aktivace, v pozadí nová uskladňovací nádrž kalu – ČOV Vyškov Fig. 1 Construction of reinforced concrete circulating activated sludge process reservoirs; a new sludge storage reservoir in the background – WTP in Vyškov

systémových bednění (rámových i nosníkových) od tří různých firem. Na všechny typy bednění byla drenážní fólie napnuta bez problémů, ať se jednalo o bednící plochy rovné, nebo zakřivené (konvexní i konkávní). U dřevěného nosníkového bednění byly použity sestavy o ploše přes 30 m2, které byly v celé ploše potaženy ZemDrainem a takto s nimi bylo vcelku mezi záběry manipulováno. Mimo oblast výstavby ČOV, kde použití drenážní fólie prokazatelně zvyšuje životnost betonových konstrukcí (a tím i úspory) na dvojnásobek, je fólie používána ve vodárenských stavbách, kde nesmí být aplikován žádný odbedňovací prostředek, který je vlastně vždy závadný. Betonový povrch takto vytvořený neskýtá mikroorganismům a řasám prakticky žádnou možnost uchycení a úkrytu. Investor Gen. projektant Průběh stavby Celkové náklady

Vodovody a kanalizace Vyškov, a. s. Hydroprojekt CZ, a. s. 2001 až 2003 120 mil. Kč

Ing. Karel Hájek Vodovody a kanalizace Vyškov, a. s. Brněnská 410/13, 682 01 Vyškov tel.: 517 324 935 e-mail: [email protected] Fotografie: K. Hájek

41

VĚDA

A SCIENCE

VÝZKUM AND RESEARCH

ROZMĚROVÝ

EFEKT (SIZE EFFECT), JEHO PODÍL NA PŘÍPADECH KATASTROFICKÉHO ZHROUCENÍ KONSTRUKCÍ A DŮSLEDKY PRO NÁVRHOVÉ NORMY SIZE EFFECT, ITS ROLE IN STRUCTURAL CATASTROPHES AND CONSEQUENCES FOR DESIGN CODES Z D E N Ě K P. B A Ž A N T Během uplynulých dvou desetiletí byl objeven energetický rozměrový efekt pro nejrůznější typy kvazikřehkých materiálů a jeho existence byla všeobecně uznána odborníky v oblasti lomové mechaniky. Jelikož přímé experimentální ověření rozměrového efektu je pro velké betonové konstrukce prakticky neuskutečnitelné, je užitečné znovu analyzovat některá katastrofická selhání konstrukcí. Rozbor několika takových případů, např. kolapsu Sleipnerovy ropné plošiny, mostu přes Schoharie Creek, viaduktů zničených zemětřeseními v Kobe, Oaklandu a Los Angeles nebo přehrad Malpasset a St. Francis, ukazuje, že ke zhroucení musel významně přispět energetický rozměrový efekt, v některých případech spojený s klasickým statistickým rozměrovým efektem. Podíl rozměrového efektu nebyl rozpoznán při oficiálním vyšetřování téměř žádného kolapsu kvazikřehké konstrukce z toho důvodu, že platné normy pro navrhování obsahují skryté rezervy bezpečnosti, které zamlžují důkazy soudních znalců. Pro realistické posouzení rizika selhání bude kromě zavedení rozměrového efektu do normových předpisů pro všechny typy křehkého porušení zapotřebí také přímé a otevřené zahrnutí součinitelů spolehlivosti odpovídajících skrytým rezervám.

Last two decades led to the discovery of energetic size effect for all kinds of quasibrittle materials, and its general acceptance in the fracture mechanics research community. Since direct experimental verification for concrete is next to impossible, it is useful to reanalyze some structural disasters. Several disasters, including the Sleipner Oil Platform, Schoharie Creek Bridge, viaducts destroyed by earthquakes in Kobe, Oakland and Los Angeles, and Malpasset and St. Francis dams, are discussed to show that the energetic size effect, in some cases coupled with the classical statistical size effect, must have been a significant contributing factor. The reason why the contributing role of size effect was not recognized in the official investigations of virtually all quasibrittle structural failures is that the current design codes imply large covert safety or understrength factors which cloud forensic evidence. Aside from introducing the size effect into the design code provisions for all types of brittle failures, realistic assessment of failure risk will require making these safety factors overt. Až do osmdesátých let minulého století se mělo za to, že veškeré pozorované rozměrové efekty jsou statistického původu, v souladu s Mariottovým kvalitativním zdůvodněním z poloviny 17. století a Wei-

bullovým matematickým modelem z roku 1939. V průběhu posledních dvaceti let se ukázalo, že v kvazikřehkých konstrukcích, tj. v heterogenních konstrukcích s lomovou procesní zónou (fracture process zone, FPZ) nezanedbatelných rozměrů ve srovnání s rozměrem průřezu D, dochází k silnému energetickému rozměrovému efektu, který má deterministický charakter a je způsoben přerozdělením napětí v důsledku šíření trhlin a odpovídajícím uvolňováním energie. Zvláštností rozměrového efektu v betonových konstrukcích je skutečnost, že jeho význam roste pro konstrukce velkých rozměrů, jejichž experimentální testy by byly neúnosně drahé. Pouhá empirická extrapolace pokusů provedených na malých vzorcích vede k nejednoznačným výsledkům, což se stalo zdrojem zbytečných polemik. Je proto nezbytné vyjít z vhodné teorie, která musí být samozřejmě ověřena testy na laboratorních vzorcích a na redukovaných modelech konstrukcí z mikrobetonu. Důvěra v takovou teorii může být posílena analýzou kolapsů mimořádně velkých konstrukcí. Poruchy takových konstrukcí jsou bohužel asi tisíckrát častější než poruchy malých konstrukcí. To ukazuje, že současný stav je neuspokojivý. V tomto článku ukážeme, že oficiální posouzení mnoha případů selhání velkých konstrukcí bylo neúplné a že v řadě z nich hrál významnou roli rozměrový efekt. SL E I P N E R OVA

P LO Š I N A A D A LŠ Í

K AT A S T R O F Y S R O Z M Ě R O V Ý M EFEKTEM ZPŮSOBENÝM VELKÝMI TRHLINAMI

V roce 1991 se během ponořovacícho testu v jednom norském fjordu náhle rozpadla rekordně velká Sleipnerova ropná plošina (obr. 1) v ceně přes 300 milionů dolarů. Naštěstí přitom nedošlo ke ztrátám na životech. Pátrání ukázalo, že Obr. 1 Sleipnerova plošina – celkový pohled Fig 1 Sleipner A Platform, Norway, sank in 1991

42


2/2006

VĚDA SCIENCE

Obr. 2 Sleipnerova plošina – příčiny zhroucení Fig 2 Failure of Sleipner A Platform

příčinou bylo smykové selhání stěny trojúhelníkové buňky mezi sousedními ropnými zásobníky, příčně zatížené tlakem vody (obr. 2). Vládní komise uvedla ve své zprávě dvě příčiny této nehody: • nevhodnou síť konečných prvků, která způsobila chybu asi 35 % ve výpočtu podle teorie pružnosti, • nesprávné rozmístění výztuže s nedostatečnou kotevní délkou. Podle komise byla kombinace těchto dvou chyb dostatečným vysvětlením, protože vyčerpala rezervy bezpečnosti zahrnuté v součiniteli zatížení tlakem vody (který byl podle předpisů ACI roven 1,4) a součiniteli spolehlivosti materiálu pro smykové namáhání nosníků, jehož aplikace podle tehdejších předpisů ACI Obr. 4 Energetický (kvazikřehký) rozměrový efekt a jeho statistické zobecnění Fig. 4 Energetic (quasibrittle) mean size effect laws and statistical generalization

vedla k redukci pevnosti na 85 % a podle novějších dokonce na 75 %. Při bližším prozkoumání experimentálních dat, na jejichž základě byl stanoven normový předpis platný pro smykové porušení (obr. 3), však vyjde najevo, že takové vysvětlení je neúplné. Vzorec doporučený normou ACI pro přepočet pevnosti v tlaku na smykovou pevnost byl zvolen tak, že výsledek neodpovídá experimentálně zjištěné střední hodnotě, ale jen jejím 65 %. Navíc deterministická analýza nesmí vycházet z průměrné pevnosti v tlaku zjištěné na betonových vzorcích, ale pevnosti redukované zhruba na 70 % průměru. Z tohoto důvodu je pro normální nosníky a jednosměrně působící desky celkový faktor bezpečnosti (definovaný jako střední hodnota zatížení skutečně vedoucího k selhání dělená maximálním návrhovým zatížením) přibližně roven 3,5. Tzn. že i kdyby byla rezerva bezpečnosti daná součinitelem zatížení a součinitelem spolehlivosti materiálu vyčerpaná zmíněnými dvěma chybami, stále by zbývala další bezpečnostní rezerva (s pravděpodobností asi 99 %). Ke zhroucení tedy musel přispět ještě nějaký další jev. Jediným


2/2006

AND

A

VÝZKUM RESEARCH

Obr. 3 Otevřené a skryté součinitele spolehlivosti pro smykové namáhání nosníků Fig. 3 Overt and covert understrength factors

logickým vysvětlením je rozměrový efekt (což byl také závěr, ke kterému dospěl autor jako konzultant projekční firmy Det Norske Veritas). Rozměrovému efektu se nelze vyhnout při žádném kvazikřehkém porušení velkých konstrukcí, a pro smykové porušení to platí dvojnásob. Základní příčinou rozměrového efektu je skutečnost, že o porušení kvazikřehkých materiálů, jako je beton (nebo horniny, vlákny vyztužené kompozity, dřevo, mořský led, houževnatá keramika, tuhé zeminy atd.), nerozhoduje pouze napětí (nebo deformace). Uplatní se také vliv materiálové vlastnosti s fyzikálním rozměrem energie na jednotku plochy [J/m2], zvané lomová energie Gf. Pevnost materiálu ft rozhoduObr. 5 Názorné vysvětlení rozměrového efektu při tlakovém porušení Fig. 5 Intuitive explanation of size effect in compressive fracture (type 2)

43

VĚDA

A SCIENCE


Obr. 6 Rozdělení kohezivního napětí podél hlavní diagonální trhliny a rozdělení tlakového napětí nad kořenem trhliny podle simulace metodou konečných prvků Fig. 6 Cohesive stress distribution along main diagonal crack and compressive stress distribution above the crack tip in FEM simulation

je o tom, zda lom může začít. K tomu, aby se trhlina skutečně šířila, je ale navíc třeba dodat k jejímu kořeni dostatečné množství energie, úměrné Gf. Poměr EGf / ft2 (kde E je Youngův modul pružnosti) má fyzikální rozměr délky (neboť [N/m2][J/m2]/[N/m2]2 = m) a představuje charakteristickou délku pro daný materiál, která zhruba odpovídá délce plně rozvinuté FPZ (v betonu kolem 0,5 m, v jemnozrnné keramice kolem 1 μm, v rozpukaném skalním masívu kolem 100 m). Energetické kritérium vede k rozměrovému efektu, který prakticky vymizí pro „kvaziplastické“ porušení (pro D blížící se nule) a nejsilnější je pro dokonale křehké porušení s nejsilnějším možným rozměrovým efektem (pro D blížící se nekonečnu). Na základě prvních dvou členů asymptotického rozvoje křivek rozměrového efektu do mocnin D a 1/D lze rozlišit tři typy rozměrového efektu (obr. 4). Pokud se ještě před dosažením maximálního zatížení vytvoří velká trhlina nebo velký pás mikrotrhlin, což se při smykovém namáhání skutečně stává, nastává rozměrový efekt 2. typu, odpovídající křivce v levé části obr. 4. Energetickou příčinu rozměrového efektu lze názorně vysvětlit na příkladu jednoduchého vzorku (obr. 5), který je původně pod rovnoměrným napětím σN, buď tahovým nebo tlakovým. Po vytvoření příčného pásu trhlin buď vodorovného nebo šikmo ukloněného (obr. 5) se v trojúhelníkových oblastech po stra44

nách šířícího se pásu napětí odlehčí, a tudíž se zmenší i hustota deformační energie σ2N /2E. Tím se uvolní jistá energie, jejíž celková hodnota je úměrná obsahu trojúhelníkové oblasti. Tento obsah roste přibližně s druhou mocninou délky pásu trhlin. Délka pásu v okamžiku dosažení maximálního zatížení je obvykle úměrná velikosti konstrukce D, takže uvolněná energie roste úměrně D2. Naproti tomu disipovaná energie je úměrná Gf D (kde lomová energie Gf je konstantní), tj. roste s velikostí D lineárně. Rovnosti obou energií tedy nemůže být dosaženo při konstantním napětí σN, ale je třeba, aby pro velké nosníky platilo σ2N /2D ∝ Gf D, neboli σN ∝ D–1/2. Jediný rozdíl mezi porušením při tahovém a při tlakovém namáhání spočívá v tom, že při tahu napětí přenášené pásem s trhlinami postupně zcela vymizí, zatímco při tlaku se sníží na jistou nenulovou zbytkovou hodnotu. Bezprostřední příčinou rozměrového efektu při smykovém namáhání nosníků je skutečnost, že na rozdíl od malých nosníků má ve velkých nosnících rozdělení tlakového napětí v neporušené části průřezu nad kořenem diagonální smykové trhliny (obr. 6) vysoce lokalizovaný charakter. Nelineární výpočet metodou konečných prvků (MKP) ukázal, že během zatěžování se poloha bodu s maximálním napětím posouvá po neporušené části. V oblasti, kterou tento bod již prošel, je beton téměř rozdrcen a napětí vlivem změkčení kleslo blízko k nule, zatímco v oblasti, kterou ještě neprošel, zatím nebyla plně mobilizována pevnost betonu (viz výsledky simulací MKP podle kohezivní lomové mechaniky na obr. 6). Naproti tomu v malých nosnících je rozdělení napětí po neporušené části průřezu téměř rovnoměrné, tj. pevnost betonu je mobilizována v celé oblasti současně.

Obr. 7 Zatemňující vliv skrytých součinitelů zatížení Fig. 7 Obscuring effect of covert understrength factors on forensic evidence

Ve srovnání s posouvající silou přenášenou šikmo tlačenou oblastí nad trhlinou jsou další příspěvky k celkové posouvající síle V, např. od hmoždíkového efektu ve výztuži nebo od kohezivního napětí přenášeného diagonální trhlinou, zanedbatelné (menší než 5 %). Ve Sleipnerově plošině měla porušená příčně namáhaná stěna tloušťku 0,95 m a podle návrhového vzorce odvozeného Bažantem a Yu (2005), který byl v roce 2005 schválen komisí ACI 446, rozměrový efekt snížil odpovídající pevnost materiálu na zhruba 60 % ve srovnání se stěnou o tloušťce 0,15 m. Jak je možné, že rozměrový efekt nebyl zmíněn v oficiálním posudku? Důvodem je nepochybně to, že dodatečná rezerva bezpečnosti skrytá ve dvou již zmíněných součinitelích nepřímo obsažených v normě (obr. 3) je tak velká, že ji často lze překonat jen při souběhu několika chyb nebo nedostatků v provedení, přičemž rozměrový efekt je jen jedním z těchto vlivů. Pak je snadné hledat vinu v ostatních chybách a ignorovat rozměrový efekt, jehož uvážení by vyžadovalo dalekosáhlé změny návrhové normy a podkopalo její teoretický základ – teorii mezních plastických stavů. Skryté součinitele spolehlivosti tedy mají matoucí vliv na forenzní analýzu kolapsu konstrukcí (obr. 7). V současnosti jsou k dispozici sofistikované pravděpodobnostní modely pro stanovení pravděpodobnosti zhroucení konstrukce (obr. 8). Výpočty prováděné podle těchto modelů, které jsou často předváděny na odborných konferencích v oblasti probabilistické mechaniky, ale


2/2006

VĚDA SCIENCE

Obr. 8 Pravděpodobnost poruchy podle Freudenthalova spolehlivostního integrálu Fig. 8 Failure probability by Freudenthal’s reliability integral

zůstanou bezvýznamné, dokud nebudou přiznány skryté součinitele bezpečnosti a jim odpovídající pravděpodobnosti. Až k tomu dojde, bude třeba v návrhových normách rozeznávat tři typy dílčích součinitelů spolehlivosti materiálu: • Současný (otevřeně přiznaný) součinitel, který bere v úvahu zejména míru křehkosti daného typu porušení a vede k redukci pevnosti na 90 % pro ohybové porušení a na 75 % pro smykové porušení nosníku. • Chybový součinitel, který zahrnuje zejména možné nepřesnosti v teorii, z níž návrhová rovnice vychází (na Obr. 10 Viadukt Hanshin po zemětřesení v Kobe roku 1995 Fig. 10 Kobe (Hyogo Ken Nambu) Earthquake, 1995, Hanshin viaduct – size effect due to compression fracture

obr. 3 tento součinitel odpovídá redukci na 65 %). • Součinitel náhodně proměnných vlastností materiálu, který redukuje tlakovou pevnost zhruba na 70 %, z čehož podle vzorce ACI pro přepočet tlakové pevnosti na tahovou vyplývá pro tahovou pevnost redukce na 83,7 % (obr. 3). Pravděpodobnost porušení se pak spočítá podle integrálu uvedeného na obr. 8 (Bažant a Yu 2006, článek v tisku). Mnohé příspěvky přednášené na probabilistických konferencích prezentují sofistikované modely pro výpočet pravděpodobnosti porušení a za základ berou návrhovou normu. Existence skrytých součinitelů spolehlivosti ale všechny takové snahy znehodnocuje. Tyto součinitele je třeba otevřeně přiznat. Pro každý návrhový vzorec by měly být výslovně uvedeny a norma by měla specifikovat, s jakými pravděpodobnostmi jsou spojeny. Forenzní analýza je ztížena také další problematickou okolností. Součinitele pro užitné a nahodilé zatížení jsou založeny na statistice, ale pro součinitel zatížení odpovídající vlastní tíze a tlaku kapaliny (který je podle normy ACI roven 1,4) tomu tak

AND

A

VÝZKUM RESEARCH

Obr. 9 Nesprávný rozměrový efekt skrytý v přehnaném součiniteli zatížení vlastní tíhou Fig. 9 Wrong size effect hidden in excessive self weight factor

není. Je snad možné, aby vlivem náhodných odchylek od předpokládané objemové hmotnosti betonu a od předpokládaných rozměrů bednění došlo k nárůstu vlastní tíhy o 40 %? Pochopitelně není. Pro malé konstrukce, kde zcela dominantní roli hraje nahodilé zatížení, jsou tedy součinitele zatížení správné, ale pro velké konstrukce, kde dominuje vlastní tíha, nelze statisticky zdůvodnit žádný součinitel větší než 1,05. To vše znamená, že mimořádně velké konstrukce jsou penalizovány fiktivním zvýšením zatížení o 35 % (obr. 9). Součinitel zatížení 1,4 ve skutečnosti nahrazuje chybějící součinitel rozměrového efektu, což před uživatelem normy zůstává skryto. Není však rozumné pro duktilní typy porušení v důsledku plastického tečení výztuže, které žádnou ochranu před rozměrovým efektem nepotřebují, postupovat stejně jako pro mimořádně velké konstruk-

Obr. 11 Most Koror-Babeldaob v Palau, postaven 1977, zhroucen 1996 Fig. 11 Koror-Babeldaob Bridge in Palau built in1977, failed in 1996 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2006

45

VĚDA

A SCIENCE


Obr. 12 Názorné vysvětlení rozměrového efektu 1. typu Fig. 12 Intuitive explanation type 1 size effect (failure at crack initiation)

ce z betonu nebo kompozitních materiálů porušované smykem, kroucením, propíchnutím, podrcením nebo vytahováním trnů, pro které je tato ochrana nedostatečná. Navíc konstrukcím předpjatým a vyrobeným z vysokopevnostních betonů se dostává menší ochrany než nepředpjatým a z normálního betonu, a to jen proto, že jsou těžší. Přitom by však naopak potřebovaly ochrany více, neboť jsou křehké! Tato částečná ochrana před rozměrovým efektem nepochybně zatemnila příčiny vedoucí ke zhroucení Sleipnerovy plošiny a zkomplikovala jejich vyšetřování. Proto je nezbytné provést reformu. Vzhledem k výše zmíněným iracionál-

ním a skrytým bezpečnostním rezervám je ke zřícení stavební konstrukce obvykle zapotřebí souběhu tří nebo aspoň dvou chyb. Naproti tomu v leteckém inženýrství, kde se nepoužívají návrhové normy a celkové rezervy bezpečnosti jsou mnohem nižší (1,5 až 2), má i jediná chyba obvykle fatální důsledky. To neznamená, že máme napodobovat letecké inženýry. Ve stavebnictví si nemůžeme dovolit použití stejných vysoce technologicky vyspělých materiálů se stejnou úrovní kontroly kvality. Měli bychom se však rozumně přizpůsobit skutečnosti, že souběh několika chyb nemá zcela zanedbatelnou pravděpodobnost a občas nastane. Jsou i další příklady. Jedním z klasických je smykové porušení nosníků skladiště na Wilkinsově letecké základně v Shelby ve státě Ohio roku 1955. V případě sloupů viaduktu Cypress v Oaklandu, které se Obr. 13 Přehrada Malpasset Fig. 13 Malpasset Dam built in 1954, failed in 1959

46

Obr. 14 Ověření energeticko-probabilistickými simulacemi metodou konečných prvků Fig. 14 Verification by energetic-probabilistic finite element simulations

zřítily při zemětřesení Loma Prieta, nelze popřít oslabení v důsledku nedostatečného příčného vyztužení a kloubu, který vedl ke koncentraci napětí. Podobně i v případech sloupů viaduktu Hanshin v Kobe (obr. 10), zhroucených v důsledku porušení v tlaku za ohybu, nebo sloupů mostu v Los Angeles, rozdrcených při zemětřesení u Northridge, byly třmínky příliš slabé. Ale zároveň je jisté, že rozměrové efekty snížily únosnost těchto sloupů asi na polovinu, a že tyto efekty by bylo možno zcela eliminovat pouze nepřijatelně silnou ovinutou výztuží – objem oceli by musel činit asi 16 % celkového objemu sloupu. Další katastrofou, která stojí za zmínku, bylo zhroucení předpjatého komůrkového nosníku mostu Koror-Babeldaob v Palau v roce 1996 (jeho rozpětí 241 m bylo světovým rekordem). Ačkoliv přesné informace dosud nejsou k dispozici, protože tento případ se stále soudně projednává, je téměř jisté, že bezprostřední příčinou zhroucení (obr. 11) bylo náhlé boulení horní desky (zpožděné vlivem dotvarování) způsobené přidáním vnějších předpínacích kabelů pod horní deskou. Při vyboulení horní desky byla přes svislé stěny směrem ke spodní desce vyslána silná smykově-tahová vlna a vzniklé přídavné dynamické napětí způsobilo porušení v tlaku se smykem, které je vidět na obr. 11. U tak obrovského nosníku o výšce 14,2 m musel rozměrový efekt nepochybně snížit jeho schopnost odolat této vlně.


2/2006

VĚDA SCIENCE

Obr. 15 Porovnání Gaussova a Weibullova rozdělení Fig. 15 Importance of tail distribution of Pf

PŘ E H R ADA MALPASSET

A DA LŠ Í

K AT A S T R O F Y S R O Z M Ě R O V Ý M E FE KTE M PŘ I I N IC IAC I TR H LI N Y

Deterministický rozměrový efekt 1. typu, použitelný pro popis porušení při iniciaci makroskopické trhliny, přispěl ke zhroucení různých nevyztužených konstrukcí. Tento rozměrový efekt lze chápat jako limitní případ mechanizmu uvolňování energie při nulové délce trhliny. Intuitivně jej lze chápat jako účinek přerozdělení napětí za ohybu způsobeného praskající vrstvou u hranice průřezu. Tloušťka této vrstvy je pro beton zhruba dvojnásobkem velikosti největšího zrna kameniva a je nezávislá na výšce průřezu D (obr. 12). Pro velký nosník je tloušťka praskající vrstvy zanedbaObr. 17 Gaussovo rozdělení s napojeným weibullovským „ocasem“ Fig. 17 Gaussian distribution with Weibull graft

telná ve srovnání s D a maximální napětí σN, které se porovnává s tahovou pevností materiálu, je v podstatě maximální elastické napětí (obr. 12 vpravo). Pro malý nosník naopak praskající vrstva zabírá značnou část průřezu a s pevností materiálu je třeba porovnávat průměrné napětí σN v této vrstvě (obr. 12 vlevo), které bývá mnohem menší než maximální napětí vypočtené za předpokladu pružného chování, čímž je umožněno přenést mnohem větší ohybový moment. Ukázkovým příkladem je protržení přehrady Malpasset ve francouzských Alpách v roce 1959 (obr. 13), po kterém voda smetla město Fréjus se všemi obyvateli. Není sporu o tom, že zhroucení této rekordně vysoké a rekordně tenké klenbové přehrady bylo způsobeno nepřípustně velkým posunem levého skalního bloku, způsobeného pokluzem v břidlici. Jelikož takovému posunu není možno zcela zabránit, základní otázka při navrhování přehrad zní, jak velký je maximální přípustný posun. Přibližný vzorec pro rozměrový efekt 1. typu (obr. 4 vpravo) ukazuje, že ve světle našich současných zna-


2/2006

AND

A

VÝZKUM RESEARCH

Obr. 16 Střední křivka rozměrového efektu pro porušení při iniciaci trhliny Fig. 16 Mean size effect curve for failure at macroscopic crack initiation

lostí o rozměrovém efektu by střední hodnota přípustného posunu byla asi šestinou hodnoty považované za přípustnou podle konstruktérské praxe kolem roku 1950. Tehdy se pro určení tahové pevnosti betonu běžně používaly ohybové testy. Tahová pevnost redukovaná součinitelem spolehlivosti se pak porovnávala s maximálním tahovým napětím od posunu skalního bloku, vypočteným podle teorie pružnosti. Výše zmíněný závěr zahrnuje nejen deterministický (energetický) rozměrový efekt, ilustrovaný na obr. 4, ale také střední klasický statistický rozměrový efekt pro porušení při iniciaci trhliny. V kvalitativní rovině si jeho existence povšiml již Mariotte kolem roku 1650, na základě úvahy, Obr. 18 Upravené indexy spolehlivosti Fig. 18 Revised reliability indices

47

VĚDA

A SCIENCE


Obr. 20 Zřícení Campanily v Benátkách roku 1902 Fig. 20 Campanile Venice 1902, built in 1392

Obr. 19 Most přes Schoharie Creek Fig. 19 Schoharie Creek Bridge, N. Y. Thruway, 1987

Obr. 21 Trosky Campanily v Benátkách Fig. 21 Remnants of Campanile, Venice 1902

že jestliže pevnost materiálu je náhodná veličina, minimální hodnota pevnosti na celé konstrukci se snižuje s rostoucí velikostí konstrukce. Na matematický popis se čekalo téměř další tři století, dokud nebyla vyvinuta statistika nejslabšího článku (Fisher and Tippet 1928, Weibull 1939). Weibullova teorie ukázala, že střední statistický rozměrový efekt je popsán mocninným zákonem σ2N ∝ D–n/m, jehož grafem v logaritmickém měřítku je přímka (obr. 4). Zde je n = 2 = počet směrů, ve kterých se rozměry konstrukce zvětšují úměrně parametru D, zatímco m je Weibullův modul materiálu, jehož hodnota pro beton je přibližně 24. Statistická část rozměrového efektu je zanedbatelná pro malé průřezy (do dvacetinásobku největšího zrna) a pro typická betonová zkušební tělíska. Ovšem pro velké tloušťky průřezu (např. 7 až 10 m v případě přehrady Malpasset), se může statistická část na 48

celkovém rozměrovém efektu podílet až z poloviny. Pro lepší pochopení příčin neštěstí na přehradě Malpasset byla na Northwestern University provedena simulace kombinovaného energeticko-statistického rozměrového efektu (1. typu, viz obr. 4 vpravo) pomocí stochastické MKP za předpokladu náhodného rozdělení pevnosti materiálu. Aby bylo možno objasnit rozměrový efekt, byly uvažovány přehrady zmenšené v různých poměrech (Bažant a kol. 2005). Výsledek každé ze stovek simulací je na obr. 14 zobrazen jedním bodem. Důležité je všimnout si toho, že střední hodnota nominální pevnosti pro přehradu skutečné velikosti i pro všechny zmenšené leží přímo na křivce sestrojené podle vzorce na obr. 4 vpravo. To znamená, že v praxi není třeba používat stochastickou analýzu MKP, což zjednodušuje aplikace při navrhování. Postačí kalibrovat parametry vzorce pro rozměrový efekt na obr. 4 vpravo. Přitom lze postupovat ve čtyřech krocích (Bažant a kol. 2005): 1) Nejprve je MKP vypočítán průběh

Obr. 22 Články normy vyžadující zahrnutí rozměrového efektu Fig. 22 Code articles requiring size effect

napětí podle teorie pružnosti. Maximální napětí se pak položí rovno tahové pevnosti betonu, čímž se získá horizontální asymptota deterministického rozměrového efektu (obr. 4 vpravo a obr. 14). 2) Určí se několik bodů na deterministické křivce rozměrového efektu. Každý z nich je výsledkem výpočtu MKP na základě modelu pracujícího s pásem trhlin (crack band model) nebo jiného nelokálního modelu. 3) Z pole napětí získaného výpočtem podle pružnosti je vyhodnocen Weibullův pravděpodobnostní integrál, a tak je získán jeden bod na šikmé asymptotě. Tím je tato asymptota plně určena, protože její sklon n/m je znám (obr. 14 nebo obr. 4 vpravo). 4) Z těchto výsledků lze snadno nalézt všechny parametry energeticko-statistického rozměrového efektu. Pevnost


2/2006

VĚDA SCIENCE

konstrukce, stejně jako pravděpodobnost porušení pro jakékoliv zatížení nebo posun podpory, lze pak vypočítat z jednoduchých vzorců. Uvedeným postupem se dospělo k závěru, že pokud se posun podpory považuje za přípustný při pravděpodobnosti poruchy 10–7, je přípustný posun této přehrady asi šestkrát menší než hodnota považovaná za přípustnou na úrovni znalostí z roku 1950 (zanedbání rozměrového efektu, předpoklad Gaussova rozdělení). K předchozím závěrům se dospělo na základě předpokladu, že návrh pracuje s tolerovanou pravděpodobností poruchy 10–7. V takovém případě je rozdíl mezi Weibullovou a Gaussovou distribuční funkcí velmi významný. Histogramy nezahrnující více než stovku pevnostních testů je často možné aproximovat stejně dobře Gaussovou i Weibullovou funkcí. Pro stejnou střední hodnotu a rozptyl je však bod s velmi malou pravděpodobností porušení pro Weibullovo rozdělení asi dvakrát dál od střední hodnoty než pro Gaussovo (neboli normální) rozdělení (obr. 15). To má významný dopad na závislost součinitelů spolehlivosti materiálu na velikosti konstrukce. Obr. 15 ukazuje Gaussovu a Weibullovu distribuční funkci spolu se střední křivkou energeticko-statistického rozměrového efektu 1. typu. Pomocí statistického modelu se sériovým a paralelním zapojením prvků s náhodnou pevností (obr. 16 vpravo, obr. 17 vlevo) lze ukázat, jak se Gaussovo rozdělení únosnosti konstrukce platné převážně pro malé rozměry postupně transformuje na Weibullovo rozdělení platné pro velké rozměry. V přechodové oblasti může být distribuční funkce pro pevnost reprezentována složenou funkcí s weibullovským ocasem napojeným na gaussovské jádro. Spojovací bod se při vzrůstající velikosti konstrukce D posouvá směrem k vyšším pravděpodobnostem (obr. 16 a 17). Toto kompozitní rozdělení (obr. 17) pak lze použít k určení vzdálenosti mezi střední hodnotou a bodem s pravděpodobností porušení 10–7, která je použita jako kritérium bezpečného návrhu. Obecně to znamená, že návrhová pevnost vyžaduje pro velké kvazikřehké konstrukce mnohem větší bezpečnostní rezervu než pro malé. Při formulaci návrhových norem na základě spolehlivostní metody 1. řádu (first-order reliability method, FORM) je

široce používán Cornellův index spolehlivosti β. Je však třeba si uvědomit, že tento index je vhodný jen pro porušení plastického typu, pro které je rozdělení pevnosti konstrukce nevyhnutelně Gaussovo (v důsledku centrální limitní věty teorie pravděpodobnosti). Pro beton a ostatní kvazikřehké materiály je třeba tento index opravit o vliv rozměrového efektu na typ rozdělení únosnosti (kalibrovaný na základě sériově-paralelního modelu na obr. 16 vpravo). Podobná revize je nezbytná pro zdokonalený Hasoferův-Lindův index (obr. 18 dole). Energeticko-statistický rozměrový efekt 1. typu určitě přispěl k řadě dalších katastrof. Jednou z prvních bylo porušení přehrady St. Francis – tížné přehrady s klenbovým účinkem nad Los Angeles, která měla ve své době rekordní výšku. Příčinou zhroucení v roce 1928 byl opět posun levého skalního bloku. Z oblasti mostního inženýrství lze uvést zřícení mostu přes Schoharie Creek na dálnici ve státu New York v roce 1987, způsobené ohybovým lomem nevyztuženého základového soklu hlubokého asi 6 m (obr. 19), který byl nucen fungovat jako konzola, protože při záplavách došlo ke značnému podemletí. Bylo by možné uvést i další katastrofy, ve kterých rozměrový efekt nutně hrál významnou roli. Zajímavým případem je třeba zhroucení historických evropských zděných věží po 500 až 700 letech poklidné existence, např. Campanily na náměstí sv. Marka v Benátkách roku 1902 (obr. 20 a 21), věže kostela sv. Magdaleny v Gochu roku 1993 nebo obecní věže v Pavii roku 1989. Prvotní příčinou bylo postupné přesouvání svislého napětí v masívních stěnách těchto věží z měkkého výplňového zdiva v oblasti jádra do tuhého obkladu z cihel nebo kamene, vlivem mnohem vyššího smršťování a dotvarování jádra. Tento přesun probíhal po staletí, protože tloušťka stěn byla kolem 3 m a poločas difúze vlhkosti (vedoucí ke smršťování) je úměrný čtverci tloušťky. Přetížený obklad se buď odchlípl a vyboulil, nebo praskl v tlaku. V obou případech musel významně přispět rozměrový efekt, který snížil pevnost obkladu ve srovnání s pevností malých vzorků. Z ÁV Ě R E Č N Á P O Z N Á M K A Teorie energetického a energeticko-statistického rozměrového efektu, které byly


2/2006

AND

A

VÝZKUM RESEARCH

Literatura: [1] Ang A. H.-S., Tang W. H.: Probability concepts in engineering planning and design. Vol II. Decision, risk and reliability. John Wiley, New York, 1984 [2] Barenblatt G. I.: The formation of equilibrium cracks during brittle fracture. General ideas and hypothesis, axially symmetric cracks. Prikl. Mat. Mekh. 1959, 23, 434–444 [3] Bažant Z. P.: Size effect in blunt fracture: Concrete, rock, metal. J. of Engrg. Mechanics, ASCE, 110, 1984, 518–535 [4] Bažant Z. P.: Scaling of structural strength. Hermes-Penton, London, 2002 [5] Bažant Z. P.: Concrete fracture models: Testing and practice. Engineering Fracture Mechanics 69, 2002, 165–206

formulovány během posledních dvaceti let, vyzývají k podstatné reformě norem pro navrhování betonových konstrukcí. Na obr. 22 je uvedena řada článků norem a bezpečnostních předpisů, které tím budou ovlivněny. K reformě dojde, ale zda k ní dojde za padesát nebo za deset let, bude záviset nejen na dalším výzkumu a výuce, ale také na mechanické analýze dobře dokumentovaných kolapsů velkých konstrukcí. Jelikož konstrukce mimořádně velkých rozměrů nemohou být testovány až do porušení, budou hrát klíčovou roli analytické postupy s využitím moderních metod kvazikřehké lomové mechaniky a statistiky extrémních hodnot napětí. Vedle změn deterministických návrhových vzorců bude třeba rozvinout použití statistické mechaniky při určování součinitelů spolehlivosti. Poděkování: Autor děkuje za částečnou finanční podporu z grantu uděleného ministerstvem dopravy USA (Department of Transportation) ústavu Infrastructure Technology Institute na Northwestern University.

Prof. Zdeněk P. Bažant Northwestern University 2145 Sheridan Road, CEE, Evanston Illinois 60208, USA e-mail: [email protected] www.civil.northwestern.edu/people/bazant.html

49

VĚDA

A SCIENCE


KONFERENCE JUNIORSTAV 2006 Na půdě Fakulty stavební Vysokého učení technického v Brně se dne 25. ledna 2006 opět konala odborná konference doktorského studia s mezinárodní účastí. Osmý ročník konference JUNIORSTAV 2006 proběhl pod záštitou děkana Fakulty stavební VUT v Brně Prof. Štěpánka a rektora Vysokého učení technického v Brně Prof. Vrbky. VLIV

E X T R É M N Í C H K L I M AT I C K Ý C H

PODMÍNEK NA VLASTNOSTI

AS C C

A DA M HU B ÁČ E K Článek se zabýval vlivem extrémních klimatických podmínek na vlastnosti provzdušněných samozhutnitelných betonů (Aerated self compacting concrete – ASCC) s důrazem na porovnání vlastností ASCC vyrobených v běžných klimatických podmínkách a betonů vyrobených za extrémních teplot, které simulují betonáž za vysokých teplot nebo v zimním období. Samozhutnitelný beton (SCC) představuje významný pokrok v technologii betonu v posledním desetiletí. Svými specifickými vlastnostmi SCC přispívá ke zlepšení kvality betonových konstrukcí a otevírá nové možnosti pro užití betonu jako takového. V posledních letech dochází k rozšířenému používání provzdušněných betonů, které svým složením a pórovou strukturou zajišťují delší životnost staveb vystavených působe-

50

ní vlhkosti, mrazu či chemických rozmrazovacích látek. Při výrobě těchto betonů jsou používány provzdušňující a plastifikační přísady, jejichž účinnost zlepšuje vlastnosti čerstvého i zatvrdlého betonu. Při jejich použití se množství pórů účelně zvyšuje na celkový objem 4 až 7 %, z čehož účinných pórů je cca 2 až 3 % s požadovanou vzdáleností jednotlivých pórů, které charakterizuje tzv. spacing-factor. U SCC a tedy ani u ASSC nebyl doposud zkoumán vliv extrémních klimatických podmínek na jejich vlastnosti, tj. zejména na jejich zpracovatelnost, na pevnost v tlaku a na trvanlivost. V dřívějších letech byla betonáž za extrémních teplot v podstatě nemyslitelným jevem. Při nízké teplotě okolního prostředí může dojít k zastavení procesu tuhnutí a zejména tvrdnutí cementového tmele, popřípadě zamrznutí vody. Vlivem teploty nedojde k téměř žádné nebo pouze minimální hydrataci cementového tmele v betonu, jednotlivé složky betonu v důsledku těchto teplot zmrznou a pokud dojde k oteplení až po delším časovém úseku, nejsou už schopny vytvořit homogenní hmotu. Při teplotě kolem 30 °C dochází naopak k tomu, že voda potřebná na hydrataci se vlivem vysoké teploty odpařuje rychleji než za obvyklých podmínek a může dojít vlivem chemického resp. autogenního smršťování ke vzniku smršťovacích trhlin v betonu, popř. k neúplné hydrataci cementu vlivem nedostatku vody. Výsledky výzkumu poskytují komplexní informace o chování ASCC v oblastech mezních klimatických podmínek a stanovují rozmezí, v jakých teplotách lze tento typ betonů bez komplikací zabudovat do konstrukce. Zkoušené betony dosahovaly v čerstvém stavu uspokojivých výsledků v čase, největší byly odchylky „letních” betonů, kdy vlivem vyšší teploty vykazovaly betony nižší pohyblivost oproti referenčnímu betonu. Tento jev byl patrně způsoben zejména vyššími počátečními teplotami betonu. Při zkoušce odolnosti proti působení vody a CHRL se jako odolnější ukázaly referenční betony oproti těm, které byly vyrobeny v extrémních klimatických podmínkách. Přesto lze konstatovat, že i tyto betony jsou proti působení CHRL odolné. Z uvedeného lze shrnout, že ASCC lze

použít i za klimatických podmínek, při kterých je třeba u běžných konstrukčních betonů přidávat přísady upravující rychlost tuhnutí a tvrdnutí cementu. Superplastifikační přísady na bázi polykarboxylátů dokáží tyto negativní účinky hraničních klimatických podmínek eliminovat. ASCC lze bez větších problémů zabudovat do konstrukce. Recenzent a školitel: Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc.

ZKOUŠENÍ

R E O LO G I C K Ý C H

VLASTNOSTÍ LEHKÝCH

SCC

MIC HAL A HU B E RTOVÁ Příspěvek seznamuje s dílčími výsledky výzkumu lehkých samozhutnitelných betonů (Lightweight Self Compacting Concrete – LWSCC), konkrétně se zkoušením jejich reologických vlastností. Právě zkoušením se čerstvé SCC od klasických betonů velmi liší. SCC byl vyvinut v 80. letech minulého století v Japonsku a v Evropě se díky jeho nesporným výhodám rozšířuje zhruba od roku 1995. SCC však není zakomponován do žádné evropské normy, a proto v hlavních centrech vývoje vznikaly různé směrnice. V roce 2002 Evropská federace pro stavební chemii a betonové systémy (EFNARC) vydala směrnici s názvem „Požadavky a směrnice pro SCC“ (www.efnarc.org), která zahrnovala dosažený stav vědomostí o SCC. V letech 2001 až 2004 probíhal evropský projekt „Testing – SCC“, na kterém pracovala tzv. Evropská projektová skupina složená z pěti evropských organizací (BIBM, CEMBUREAU, ERMCO, EFCA, EFNARC), s úkolem vytvořit nový dokument o SCC. Na projektu pracovalo padesát lidí z dvanácti zemí a podílel se na něm i Ústav technologie stavebních hmot a dílců Fakulty stavební v Brně. V květnu roku 2005 byl vydán dokument s názvem „Evropské směrnice pro SCC“. Uvažuje se, že zkušební metody v nich obsažené budou zahrnuty v EN 12350. LWSCC je nový stavební materiál, který kombinuje výhody lehkého a samozhutnitelného betonu. V literatuře není o tomto betonu mnoho a není také zahrnut v žádné směrnici o SCC. Na počátku jeho vývoje se vycházelo z předpokladu, že tento beton musí splňovat požadavky na lehký a také na samozhutnitelný


2/2006

VĚDA SCIENCE

beton. Vyvstala otázka, zda metody zkoušení čerstvých SCC jsou vhodné i pro LWSCC. Při experimentálních pracích byl LWSCC ověřován na šesti nejpouživanějších zkušebních metodách, a to Rozlití kužele, Orimet, J-Ring, L-Box, U-Box a V-Funnel. Lze konstatovat, že tyto metody jsou vhodné pro zkoušení LWSCC, ale je třeba mírně upravit některá jejich kritéria, či doporučená rozmezí. Problém nastává v časových intervalech výtoků betonu, protože LWSCC se chová pomaleji – menší pohybová energie. U zkoušek Rozlití kužele a Orimet doporučuji zvýšit horní hranici z 5 na 10 s. I přes tento „hmotnostní nedostatek“ je LWSCC hutný a homogenní v průřezu a vykazuje výborné fyzikálně mechanické vlastnosti (pevnost až 50 MPa při objemové hmotnosti do 1800 kg/m3). Recenzent a školitel: Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc.

PŮ DORYSN Ě

Z A K Ř I V E N Á V I S U TÁ

L ÁV K A P R O P Ě Š Í

PETR KOCOUREK Příspěvek je věnován studii návrhu a vývoji úsporné a estetické lávky pro pěší. Autorem návrhu tvaru a geometrie dvojpolové půdorysně zakřivené visuté lávky je Prof. Stráský. Délka přemostění je 106,68 m. Mostovka z předpjaté-

ho betonu je zavěšena prostřednictvím ocelových stojek na jejím vnitřním okraji. Závěsy jsou dále vynášeny parabolickým kabelem (2. stupně), kotveným ve vrcholu železobetonového pylonu a do ocelových obetonovaných bloků u opěr. Visutý kabel spolu s nosnou konstrukcí vytváří samokotvený systém, ve kterém radiální síly od závěsů spolu s koncovými silami visutého kabelu vyvolávají v konstrukci centrický tlak. Nosnou konstrukci tvoří monolitická, částečně předpjatá konstrukce komorového nesymetrického průřezu s jednostranně vyloženou štíhlou konzolou, u opěr s náběhovanou spodní deskou. Celková šířka průřezu je 6,045 m. Mostovka je předepnuta dvěma kabely, pomocí vnitřního vedeného v průřezu mostovky a vnějšího vedeného ocelovými profily, a je vyztužena třiceti pěti žebry o tloušťce 127 mm. Vzdálenost závěsů je totožná s rozpětím mezi žebry. Nejprve byla lávka řešena se zavěšením mostovky v těžišti. Úkolem studie bylo nalézt optimální geometrii parabolického visutého kabelu tak, aby konstrukce působila jako spojitě podepřená s podporami umístěnými v kotvení závěsů do mostovky. Síla H se směrem k pylonu zvyšuje. První řešení vede na mostovku s proměnnou půdorysnou křivostí (ve tvaru paraboly). Druhé jednodušší, které bylo zvoleno, vychází z úvahy: Síla H se zvyšuje směrem k pylonu, tudíž i úhel α (úhel odklonu závěsů os svislice) se musí zvyšovat stejným směrem. Pro konstrukci byla zvolena startovací geometrie a geometrie kabelů byla řešena iteračně. Následně byl výpočtový model zpřesněn tak, aby bylo umožněno překlápění mostovky v příčném směru. Jelikož je mostovka zavěšena na vnitřním okraji, síla od vlastní tíhy působící v těžišti průřezu způsobuje klopící moment. Ten je nutno vyrovnat radiálními účinky od kabelů. Vhodným počtem lan v kabelech můžeme docílit toho, že se konstrukce od vlastní tíhy nepřeklápí. Z výsledků statické analýzy vyplývá, že od zatížení stálého je mostovka namáhána pouze tlakem. Od extrémní kombinace zatížení (zatížení stálé + nahodilé zatížení 4 kN/m2 na polovině délky lávky + zatížení ochlazením o –20 °C) vycházení přibližně v ⅓ rozpětí tahy okolo 10 MPa. Tato oblast byla vykryta betonářskou výztuží. Jednotlivé průřezy byly posuzovány jako železobetonové průře-


2/2006

AND

A

VÝZKUM RESEARCH

zy namáhané tlakem za šikmého ohybu s vyloučením betonu v tahu. V oblasti u podpor jsou velká tahová i tlaková normálová napětí, způsobená vetknutím nosné konstrukce do opěr. Zde to vyřešila náběhovaná spodní deska. Pro představu o citlivosti konstrukce na dynamické zatížení od pohybů chodců a větru byla provedena analýza vlastních tvarů kmitů a k nim příslušné frekvence. V prvním vlastním tvaru (f1 = 0,835 Hz) kmitá pylon. Poměr mezi frekvencemi torzního a ohybového tvaru je vyšší, než v literatuře doporučovaných 2,5. Nejnepříznivěji se jeví frekvence čtvrtého ohybového tvaru (f4 = 2,129 Hz). Frekvence je blízká 2 Hz a může tedy dojít k rezonanci mezi vlastní frekvencí lávky a frekvencí lidské chůze (běhu). V dalším zkoumání konstrukce bude žádoucí zaměřit se na podrobnou analýzu odezvy konstrukce na harmonicky kmitající zatížení o frekvencích odpovídajících pohybu chodců, větru apod. a sledovat zejména svislé a vodorovné zrychlení konstrukce Studie prokázala možnost reálného provedení atypické lávky pro pěší na rozpětí přes 100 m. Recenzent a školitel : Prof. Ing. Jiří Stráský, CSc.

51

SOFTWARE SOFTWARE

POSUDKY

MEZNÍCH STAVŮ POUŽITELNOSTI A ÚNAVY P R O P LO Š N É M O D E LY F E M Ž E L E ZO B E TO N OV ÝC H STAV E B SERVICE LIMIT STATES AND FATIGUE DESIGN OF SPATIAL 2D F E M M O D E LS O F R E I N F O R C E D C O N S T R U C T I O N S LI B OR ŠV E J DA, STE FA N KI M M IC H, ECKHARD HELD Nové evropské normy pro navrhování pozemních a mostních staveb (EN 19921-1, EN 1992-2) předepisují, s ohledem na zajištění stanovené odolnosti a životnosti konstrukce, vedle základních požadavků na její únosnost, kontrolu návrhu z hlediska mezních stavů použitelnosti (MSP). Zatímco posouzení konstrukce na mezním stavu únosnosti (MSÚ) lze dnes považovat za běžný standard, je vedení posudků a zejména skutečné navrhování na MSP spojeno s celou řadou vzájemně se podmiňujících, iterativních výpočtů s následnou kontrolou výchozích předpokladů apod. Prokázání požadovaných vlastností a stanovení nutného stupně vyztužení z hlediska všech relevantních posudků je tak početně velmi pracnou úlohou, kterou je třeba řešit zejména v následujících případech: vodotěsnost (bílé vany), agresivní prostředí, masivní, tlustostěnné dílce, podzemní nebo mostní objekty, popř. pohledové plochy apod. Všestranné, hospodárné zvládnutí této úlohy je ve složitějších případech bez využití optimální softwarové podpory nemyslitelné. The new European Standards for design of concrete structures of buildings and bridges (EN 1992-1-1, EN 1992-2) prescribe beside a standard design in the ultimate limit states (ULS) also design checks in the serviceability limit states (SLS) considering the required resistance and the design life. While the

design in ULS can be presently regarded as a common basic, the real design in SLS can be made harder by various undermining conditions, iterative computing and checks of initial presumptions etc. The establishment of required properties and the determination of the reinforcement ratio considering all relevant effects can be quite an intensive computing task. This task has to be solved especially in the following cases: liquid retaining and containment structures, aggressive environment, massive and heavy-walled elements, geotechnical or bridge constructions, face surfaces etc. These projects can not be effectively solved in general and complex cases without an optimal software support. N ÁV R H O V É Ú Č I N K Y P R O M S P Zatížení stavebních konstrukcí vyplývá zejména z EN 1991-1-1, resp. u zatížení dopravou z EN 1991-2. Na rozdíl od MSÚ, kde zpravidla vystačíme při vyloučení mimořádné a seizmické situace s tzv. základní kombinací pro trvalou a dočasnou návrhovou situaci, využívají posudky MSP ve smyslu EN 1990 následující návrhové účinky: • charakteristická kombinace • občasná kombinace • kvazistálá kombinace V závislosti na konkrétním typu posudku MSP, je tedy nutné v daném posudkovém průřezu znát uvedené, kombinační hodnoty vnitřních účinků. V případě počítačového zpracování a vyšetření vnitřních účinků pomocí

dnes běžné metody konečných prvků (MKP) vedou posudky MSP u složitějších úloh doslova na „explozi“ dat. Data je třeba mít při automatickém navrhování nutných ploch výztuže co nejrychleji k dispozici, aby posuzování netrvalo příliš dlouho. V MKP řešiči Trimas probíhá sestavení všech potřebných kombinačních účinků pro MSÚ a MSP automatizovaně. Realizace posudků MSP si však vyžádala přepracování vnitřní struktury dat s centrálním řízením a správou návrhových parametrů, podpořených navíc objektovou databankou s rychlým přístupem (obr. 2). ŘEŠENÉ

M E Z N Í S TAV Y

POUŽITELNOSTI

V závislosti na konkrétním typu konstrukce, jejím provedení, okolním prostředí a požadavcích provozovatele lze kromě běžných posudků na MSÚ v systémech RIB Trimas® a Ponti u plošných konstrukcí nově posuzovat a navrhovat se zohledněním následujících mezních stavů: • omezení napětí - tlaková napětí v betonu σc - tahová napětí v betonu σc - napětí ve výztuži σs • mezní stav trhlin - omezení šířky trhlin, nepřímý výpočet - vznik a šířka trhlin - rané a pozdější vynucené přetvoření • minimální výztuž • povrchová výztuž • únava (MSÚ) - tlačený beton - výztuž

Obr. 1 Aplikační oblasti posudků MSP Fig. 1 Application areas of SLS design Obr. 2 Struktura dat a ovládání posudků Fig. 2 Data structure and design control

52


2/2006

SOFTWARE SOFTWARE

Obr. 3 Schéma omezení napětí u mostních staveb Fig. 3 Chart of stress limits for bridge constructions

Aplikované návrhové algoritmy zohledňují volitelně evropské normy EN 1992-1-1, resp. EN 1992-2 nebo německé normy DIN 1045-1, resp. DIN Fachbericht 102 a předpisy WU pro vodonepropustný beton, ZTV-ING, 853 pro tunelové

stavby a BAW pro masivní, tlustostěnné dílce. OMEZENÍ NAPĚTÍ Omezení napětí v konstrukci na předepsané hodnoty je základním posudkem MSP. Napětí v betonu σc a ve výztuži σs jsou omezována podmínkami v závislosti na tom, zda napětí v průřezu při charakteristické kombinaci převyšuje tahovou pevnost betonu fctm (obr. 3).


2/2006

Obr. 4 Větvení algoritmu programu Trimas u posudku trhlin Fig. 4 Algorithm chaining of crack check in Trimas Obr. 5 Průběh tahových napětí při ranném vynuceném přetvoření Fig. 5 Development of tension stress during an early imposed deformation

Tlaková napětí betonu σc jsou pro t < 28 dnů stanovena v závislosti na nárůstu

53

SOFTWARE SOFTWARE

Obr. 6 Schéma posouzení únavy u mostů (MSÚ) Fig. 6 Chart of fatigue design for bridges (ULS)

pevnosti. V případech σc > fcm(t) je napětí v průřezu s trhlinami stanoveno iterativně z podmínky rovnováhy vnitřních účinků. M E Z N Í S TAV T R H L I N Návrh rozlišuje mezi omezením šířky trhlin bez přímého výpočtu a přímým výpočtem charakteristické šířky trhliny wk (obr. 4). Omezení šířky trhlin, nepřímý výpočet Minimální výztuž As na zajištění funkčnosti konstrukce i po vzniku trhlin je stanovována tzv. nepřímým výpočtem podle známého vztahu (1), viz např. EN 1992-1-1. As = kc k fct,eff (t) Act / σs

(1),

Plocha betonu Act v tažené části průřezu je určována iterací podmínky vnitřní rovnováhy a následnou triangulací průřezu. Součinitel kc zohledňuje rozdělení napětí v průřezu bezprostředně před vznikem trhlin a změnu ramene vnitřních sil. Např. pro plně tažený průřez nabývá hodnoty 1. Součinitel k vyjadřuje účinek nerovnoměrného rozdělení vnitřních rovno-

vážných napětí vedoucích ke zmenšení sil vyplývajících z omezených přetvoření; v závislosti na tloušťce dílce se v programu Trimas interpoluje z intervalu 0,5 až 0,8. Pro vodonepropustný beton je uvažováno k = 1. Hodnota fct,eff(t) představuje efektivní pevnost betonu v čase vzniku prvních trhlin (t < 5 dnů, 6 dnů < t < 28 dnů a t > 28 dnů). Šířka trhlin, přímý výpočet V návrhových průřezech s σc > fctm probíhá v programu z požadované šířky trhliny nejprve nepřímý výpočet průměru výztuže ϕs a následný přímý výpočet charakteristické šířky trhliny wk. V případě, kdy je zjištěn menší přípustný průměr výztuže než uvažovaný nebo překročena požadovaná šířka trhliny, program zvyšuje výztuž tažené zóny průřezu a kontrola šířky trhliny je opakována. Tento proces probíhá iterativně až do nalezení vyhovujících hodnot. Charakteristická šířka trhliny je přitom dána vztahem (2) wk = sr,max (εsm – εcm) ≤ req wk

(2),

kde maximální vzdálenost trhlin sr,max, rozdíl poměrných přetvoření výztuže a betonu s přihlédnutím ke spolupůsobení betonu v tahu (tension stiffening) a rovněž přípustný průměr výztuže ϕs pro Obr. 8 Zobrazení kumulované nutné výztuže z MSÚ a MSP Fig. 8 Visualisation of required reinforcement, assembled from ULS and SLS

Obr. 7 Základní panel řízení posudků v programu Trimas Fig. 7 Initial design control panel of Trimas

danou délku trhliny jsou dány vztahy ve smyslu EN 1992-1-1. Rané a pozdější vynucené přetvoření Vznik vnitřní napjatosti odvodem hydratačního tepla, vývoj modulu pružnosti a tahové a tlakové pevnosti betonu při daných vnějších okrajových podmínkách (např. podloží u základových desek) jsou spolu neslučitelně spjaty. „Raným vynuceným přetvořením“ označujeme stav, kdy u prvku z mladého betonu i u staticky určitých konstrukcí vzniká vlastní vnitřní napětí. Program uvažuje ranou vnitřní napjatost v čase vzniku prvních trhlin t ≤ 7 dnů, resp. v intervalu stáří betonu 7 dnů < t < 28 dnů. V těchto případech jsou uvažovány součinitele kc = 1 a k = 0,8 a efektivní pevnost betonu fct,eff. MINIMÁLNÍ VÝZTUŽ Minimální výztuž zajišťuje „tvárné“ chování konstrukce a její bezpečnost proti náhlému porušení – princip „kolaps po vzniku trhlin“ tak, aby po vzniku prvních trhlin mohl prvek dále fungovat. Dle EN 19921-1 se stanovuje např. pro ohýbané prvky ze vztahu As,min = 0,26 fctm bt d / fyk

(3),

kde bt je průměrná šířka tažené části betonu. Program určuje minimální výztuž v oblastech s tahovým napětím při občasné kombinaci analogicky ze vztahu As,min = Mcr / fyk zs

(4),

kde zs je rameno vnitřních sil při momentu na mezi vzniku trhlin a Mcr = 0,7 fctm Wc. 54


2/2006

SOFTWARE SOFTWARE

Hodnota Wc je průřezový modul betonového průřezu. POVRC HOVÁ V ÝZTUŽ Povrchová výztuž As,surf zajišťuje odolnost proti odlupování krycí vrstvy betonu. Tato výztuž je předepisována v případech průměru výztuže nebo skupinové výztuže s náhradním průměrem > 32 mm. V tomto případě by měla být v obou směrech As,surfmin > 0,01 Act,ext

(5),

kde Act,ext je tažená část betonového průřezu vně smykových třmínků. Dále v případě krytí hlavní výztuže > 70 mm se stanovuje pro oba směry As,surf > 0,005.Act,ext

(6)

Program standardně uvažuje 0,0393 mm2/m, tj. ∅ 10 mm na 0,2 m. Lze však uživatelsky předepsat i jinou požadovanou hodnotu. Ú N AVA ( M S Ú ) Únava je specifickým případem MSÚ. Vzhledem k tomu, že posouzení únavy vychází z obdobných kombinačních účinků jako MSP, je vhodné její programové sloučení s posudky MSP. Posouzení únavy odděleně pro beton, podélnou a příčnou výztuž vychází z metody ekvivalentního rozkmitu napětí, tj. porovnání tzv. ekvivalentního rozkmitu napětí s korespondujícím rozkmitem odečteným z Wöhlerovy křivky (např. pro výztuž hodnota ΔσRsK(N*)). Ekvivalentní rozkmit napětí je přitom stanoven z hodnoty napětí v průřezu s trhlinami pro rozhodující kombinaci účinků násobenou součinitelem λ, např. rozhodující kombinace účinků pro mosty (obr. 6). Součinitel λ je počítán pro každý z materiálů zvlášť obecně vztahem (12) λ = φfat λ1 λ2 λ3 λ4

(7),

přičemž v programu TRIMAS jsou hodnoty ΔσRsK(N*), φfat a λ1 až λ4 uživatelské vstupní parametry. Vlastnosti materiálů jsou uvažovány s dílčími součiniteli φc,fat = 1,5 pro beton a φs,fat = 1,15 pro výztuž. Konečný návrh nutné výztuže probíhá iterativně, podobně jako u kontroly rozevírání trhlin. D E F O R M AC E V E I I . M E Z N Í M S TAV U Popsané posudky MSP zcela záměrně nerozebírají problematiku stanovení deformací trhlinami porušené monolitic-

ké konstrukce. Řešení těchto otázek, popř. i společně s uvážením geometrické nelinearity a stabilitního chování, je pro prostorové prutové modely možné. Řešení deformací plošných modelů ve II. mezním stavu jsou připravována. OBSLUHA

A VYHODNOCENÍ

POSUDKŮ

Zadávání výpočetního modelu a zatížení probíhá běžným grafickým způsobem. Potřebné návrhové kombinace zatěžovacích stavů jsou sestaveny automaticky. Definice a přiřazení návrhových parametrů konstrukčním dílcům probíhá v centrálním panelu řízení a voleb posudků, obr. 7. Tímto jsou zaručeny opakovatelné, selektivní výpočty a výstupy výsledků. V programu Trimas neprobíhá jen pouhé posouzení zadaného stavu, ale skutečný iterativní návrh nutných ploch výztuže. Vyhodnocení výsledků posudků poskytuje jak kumulativní textové a grafické informace, např. směrové max. plochy nutné výztuže (obr. 8), rozhodující mezní stav v daném posudkovém místě aj., tak i dílčí, detailní informace z jednotlivých posudků, např. nutnou výztuž na zamezení vzniku trhlin, napětí v betonu a ve výztuži v porušeném průřezu aj. V Ý H L E D A Z ÁV Ě R Stupeň automatizace posudků na MSP a únavy v systémech Trimas a Ponti je kvalitativním skokem umožňujícím v inženýrské praxi rychlé, hospodárné a spolehlivé navrhování specifických pozemních staveb (např. bílé vany) a mostů. Mostařská varianta Ponti umožňuje navíc vedení těchto posudků i pro prutové, popř. i předpjaté dílce. Obdobné posuzovaní prutových dílců pozemních staveb s variantou Trimas lze očekávat v krátkém čase.

ZAJÍMAVÉ

WEBOVÉ

STRÁNKY

Doporučuje vaší pozornosti webové stránky www.cement.org/building/concrete_tanks.asp, http://en.wikipedia.org/ wiki/Hoover_Dam a http://users.owt. com/chubbard/gcdam. Doplňujeme informaci k recenzím knih uveřejněných v předchozím čísle časopisu. Knihy je možno objednat na webových strankách vydavatelství Birkhäuser www. birkhauser.com nebo www.birkhauser.ch. Platba je možná kartou nebo bankovním převodem na základě faktury.

FIREMNÍ

SMP Mott MacDonalds Filinger Bauchem E-architekt Nemetschek Betosan RIB Těžební unie Sanace 2006

PREZENTACE 9 13 17 19 25 37 53 55 59 obal c

II. mezní stav a mezní stavy použitelnosti Software FEM TRIMAS® jsme s využitím aktuálních poznatků a technických norem nově rozšířili o možnosti analýzy a návrhu prutových monolitických konstrukcí na II. mezním stavu a dále o komplexní vedení posudků a navrhování prostorových plošných konstrukcí pro mezní stavy použitelnosti a únavy. Spolu s osvědčenými funkcemi, jako např. předpětí, fáze výstavby, kombinace, stabilitní analýza, vrstevnaté podloží, spřažené průřezy, dimenzování na MSÚ aj. tak poskytujeme velmi univerzální nástroj na statiku libovolných pozemních a mostních staveb. Využijte i Vy nabídku produktů a služeb RIB opírajících se o 45 roků praktických zkušeností ve stavebním oboru. Více informací se dozvíte na: >> www.rib.cz

RIB stavební software s.r.o. Antala Staška 1565/30 CZ-140 00 Praha 4 telefon: +420 241 442 078 telefax: +420 241 442 085 email: [email protected]

Ing. Lubomír Švejda Dr. Stefan Kimmich Eckhard Held RIB Software AG http://www.rib.cz

Článek byl lektorován.


2/2006

55

NORMY •

JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N

VÝPOČET

DOTVAROVÁNÍ A SMRŠŤOVÁNÍ D L E Č S N E N 19 9 2 - 1- 1 CALCULATION OF CREEPING AND SHRINKING A C C O R D I N G T O Č S N E N 19 9 2 - 1- 1 S T A N D A R D DUŠAN SPŮRA

Směr postupu pro stanovení součinitele dotvarování φ0, kde φ (∞,t0) je konečný součinitel dotvarování, t0 je stáří vzorku (betonu) v okamžiku zatížení h0 .. 2Ac/u – Ac plocha průřezu, u obvod průřezu typy cementu: S (pomalý nárůst pevnosti), N (normální nárůst pevnosti), R (rychlý nárůst pevnosti),

Příspěvek se snaží nastínit širší veřejnosti používající objemová přetvoření, např. pro výpočty ztrát předpjatých konstrukcí z betonu, jaký je současný stav problematiky a jaké možnosti v této problematice skýtá jedna z posledních revizí ČSN EN 1992-1-1. This paper is trying to outline to wider public using calculations of volume changes, e.g. for prestressed concrete structures, what is the current situation of problems and what possibilities in those problems offer one of latest revisions of Eurocode 2 – ČSN EN 1992-1-1. Vývoj predikce účinku dotvarování a smršťování dle platné normy ČSN 73 1201 prakticky skončil s vydáním poslední změny č. 2 v září 1994 s platností od 1. 10. 1994. Další změny a upřesnění výpočtu jsou spojeny s vývojem EC 2, a tím i společně platné ČSN EN 1992-1-1 (Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby) poslední změna byla vydána v prosinci roku 2004 [2].

Ve srovnání s ostatními současnými modely predikce výpočtu objemových změn je mnohem bližší ČSN EN 1992- 1-1 než ČSN 73 1201, přičemž zmíněná ČSN EN 1992-1-1 je v podrobném výpočtu shodná s Eurocode 2 (2nd draft ) již od roku 2001 [1].

Tab. 1 Nutné vstupní údaje pro stanovení přetvoření od dotvarování (smršťování) betonu pro ČSN EN 1992-1-1 ve srovnání s modelem B3 [4] Tab. 1 Input data necessary for determination of deformation of concrete from creeping (shrinking) for the ČSN EN 1992-1-1 standard in comparison with B3 model [4]

Pevnostní

Prostředí

Průřezové

Materiálové

Vstupní charakteristiky

56

cement

ČSN EN 1992-1-1

Model B3

hmotnost

–

požadováno

typ

požadováno: S, N, R

požadováno: Type I, II, III

voda

hmotnost

-

požadováno

kamenivo

hmotnost

-

požadováno

plocha řezu (Ac)

požadováno

požadováno

obvod (u)

požadováno

požadováno

typ tělesa

-

požadováno

vlhkost (RH)

požadováno

požadováno

typ uložení

-

požadováno

teplota (T)

pokud chci zohlednit

pokud chci zohlednit

pevnost – válcová (fck)

požadováno

požadováno

modul pružnosti (Ecm) napětí ve vzorku (pružné) σ

alternativně, jinak dopočítáván ze síly alternativně, jinak dopočítáván ze síly požadováno (max. 45 % σ)

požadováno (max. 45 % σ)

Obr. 1 Ukázka zjednodušeného stanovení součinitele dotvarování [2] Fig. 1 Demonstration of simplified determination of the creep coefficient [2]

Protože hodnota dotvarování a smršťování betonu bude nejvíce ovlivněna samotnými charakteristikami betonu (pevnostní – fck válcová pevnost a Ec výrobně technologické, časové – jako stáří apod.) a charakteristikami okolního prostředí (vlhkost, teplota, hladina zatížení atd.) je pro každý model predikce nutné vědět či předpokládat tyto vstupní údaje v přípustných rozmezích použitelnosti daného modelu. Např. v ČSN EN 1992-1-1 je teplotní rozsah od –40 do +40 °C a vlhkost od 40 do 100 %. Obdobná omezení v použitelnosti nalezneme u všech existujících modelů predikce. Jako ukázka postačí porovnání vstupních údajů pro podrobný výpočet přetvoření vybraných modelů v tabulce 1. Aby se však běžný uživatel dostal až k stanovení požadovaných hodnot přetvoření, může zvolit buďto zjednodušený výpočet založený na stanovení základního součinitele dotvarování a smršťování, které stanoví z předem vypracovaných


2/2006

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N h0 kh

100 1,0

200 0,85

300 0,75

≥ 500 0,70

Tab. 2 Hodnoty kh Tab. 2 Values of kh Třída cementu α

S –1

N 0

R 1

Tab. 4 Hodnoty α Tab. 4 Values of α Třída cementu αds1 αds2

S 3 0,13

N 4 0,12

R 6 0,11

Tab. 5 Hodnoty α ds1 a α ds2 Tab. 5 Values of α ds1 a α ds2 Součinitel η2 η3

flck ≤ LC16/18 1,3 1,5

flck ≥ LC20/22 1,0 1,

Tab. 6 Hodnoty η2 a η3 Tab. 6 Values of η2 a η3

Relative Humidity [%] 20

40

60

80

90

100

20/25

0,62

0,58

0,49

0,30

0,17

0,00

40/50

0,48

0,46

0,38

0,24

0,13

0,00

60/75

0,38

0,36

0,30

0,19

0,10

0,00

80/95

0,30

0,28

0,24

0,15

0,08

0,00

90/105

0,27

0,25

0,21

0,13

0,07

0,0

Tab. 3 Vypracovaná tabulka jmenovitých volných přetvoření εcd,0 [‰] od smršťování vysycháním pro cement typu N (normální nárůst pevnosti) [1] Tab. 3 Table of nominal free deformations εcd,0 [‰] from shrinking by drying up for cement of N type (normal strength increase) [1]

rování, σc je tlakové napětí ve vzorku od zatížení a Ec je tečný modul pružnosti. Obdobně lze postupovat i pro smršťování. Z příslušné tabulky, např. tab. 3, stanovíme jmenovité přetvoření od smršťování a potom už stačí zohlednit stáří vzorku pomocí součinitele βds(t, ts) a vliv pomyslné velikosti vzorku h0 pomocí součinitele kh. εds(t) = βds(t, ts)kh εcd,0

diagramů a tabulek, nebo se může propracovat podrobným výpočtem přetvoření zohledňujícím jednotlivé vlivy exaktními vztahy, popřípadě dílčími součiniteli tyto vlivy charakterizujícími. Vypracované grafy pro RH 50 % odpovídající běžným vnitřním podmínkám v budovách [1]. Po stanovení součinitele dotvarování φ (∞, t0) už jen stačí dopočíst hodnotu přetvoření εcc(∞, t0) od dotvarování dle vztahu (1): εcc(∞, t0) = φ (∞, t0).(σc/Ec),

fck /fck, oube [MPa]

(1)

kde φ (∞, t0) je konečný součinitel dotva-

B Ra b b a

(2)

b b a b b a " V!

(3)

Kde t je čas, ve kterém smršťování od vysychání uvažujeme a ts je stáří vzorku (betonu), ve kterém vysychání (bobtnání) započalo (běžně uvažujeme konec ošetřování). Hodnotu kh získáme z tabulky 2. Nyní už stačí dopočíst hodnotu autogenního smršťování εca(t) a stanovit celkové přetvoření od smršťování εcs dle vztahů (4) a (5). εcs = εca + εcd


(4)

2/2006

εca = (1-exp(-0,2t0,5)2,5(fck-10)10-6 (5) Nevýhodou zjednodušeného stanovení základních součinitelů dotvarování a smršťování se může jevit omezený počet grafů a tabulek stanovených jen pro několik vlhkostí prostředí RH, i když právě pro nejběžnější potřebné hodnoty. Pokud jsme nuceni díky některým omezením zjednodušené metody použít podrobný výpočet objemových změn, dostaneme se k součiniteli dotvarování pomocí konečného vztahu (7), kde RH je vlhkost [%], fck je válcová pevnost betonu v tlaku po 28 dnech, t0 je stáří betonu (vzorku), popř. t0,T je stáří betonu upravené s ohledem na teplotu a součinitel α nabývá hodnot dle tab. 4. Potřebujeme-li navíc ještě zohlednit vliv teploty (v rozsahu od 0 po +80 °C) můžeme upravit stáří betonu dle vztahu (8), kde tT je upravené stáří betonu dle vlivu teploty, T(Δti) je teplota [°C] během časového úseku Δti a Δti je počet dní, kdy převládá teplota T. Při podrobném výpočtu smršťování se

57

S TOARV M N E BY N •Í

JKAOKNOSSTTR U• K C C EE R T I F I K A C E S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N

ve výsledném podání dostaneme ke vztahu (9), kde αds1 a αds2 získáme pro dané typy cementu z tabulky 5. V této problematice nesmíme zapomenout na vývoj nových materiálů a kompozitů, na bázi betonu jako vláknobetony či lehké betony. V ČSN EN 1992-1-1 jsou detailně uvedeny např. pro lehké betony, jejichž dotvarování je ovlivněno hlavně nižší hustotou materiálu a nižší pevností lehkých betonů. Součinitel dotvarování potom stačí upravit pomocí koeficientu (ρ/2200)2 a napětí od dotvarování upravit pomocí součinitele η2. Konečné smršťování od vysychání potom u lehkých betonů upravuje součinitel η3. Z ÁV Ě R Současné sofistikované modely pro stanovení dotvarování a smršťování jsou spíše otázkou dostupnosti pomůcek k vý-

počtu jednotlivých modelů, jako je např. pomůcka k výpočtu modelu B3 od Prof. Křístka a Ing. Petříka, ale velké zlepšení situace skýtá i tabelování nejběžnějších hodnot, jako tomu je v zmíněné ČSN EN 1992-1-1. Vyjádření vlivů objemových přetvoření pro vláknobetony je doposud ve stádiu výzkumu a pro praktické výpočty prozatím nejsou ucelené pomůcky. Upřesňování součinitelů vlivu jednotlivých vláken si patrně ještě nějaký čas vyžádá. Příspěvek vznikl za podpory MSM:684077001.

Ing. Dušan Spůra Katedra betonových konstrukcí a mostů Fakulta stavební ČVUT Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 62

PROF. ING. JOSEF ŘÍHA, DRSC. – P O S L E D N Í R O Z LO U Č E N Í S P R O F . I N G . J O S E F E M Ř Í H O U , D R S C . , S E K O N A LO V P ÁT E K 17. B Ř E Z N A V B R N Ě . Josef Říha se narodil v dubnu 1919 v Brodku u Prostějova. Po absolvování Vysoké školy technické v Brně působil krátce jako asistent na Ústavu stavební mechaniky a mostů, poté vedl stavební oddělení v Moravskoslezských cementárnách a postupně pracoval v Průmyslových stavbách Brno, PREFA Brno a ve Výzkumném ústavu prefabrikace a zprůmyslnění stavebnictví Praha. Na výzvu Prof. Kalaunera přešel na Fakultu stavební VUT v Brně, kde se spolupodílel na založení, v té době v Evropě unikátního, nového oboru - Technologie stavebních hmot a dílců. Při jeho rozvoji se zaměřil zejména na problematiku technologie prefabrikace, technologie betonu a technologické systémy výroby stavebních dílců. Nové vědní disciplíny měly vynikající teoretický základ podložený experimentální laboratorní, cílevědomou a pečlivou prací a blízkou návazností na praktické realizace. Ve funkci vedoucího katedry pracoval od roku 1958 úspěšně více než třicet let a dosažené vědecké výsledky katedry byly známé u nás i v zahraničí. Byl zván na vědecké a technické konference do téměř všech zemí Evropy, vedl řadu postgraduálních školení u nás i v zahraničí, přednášel a spolupracoval až v Indii a na Kubě. Po zemětřesení v bývalé Jugoslávii byl v roce 1966 vyzván OSN k práci na obnově zničeného města Skopje. Byl vynikajícím pedagogem, který díky přátelskému, přímému přístupu, svéráznému smyslu pro humor a učitelskému umu dokázal denně předávat své bohaté teoretické a praktické znalosti mnoha generacím studentů. Vychoval desítky technolo58

Literatura: [1] European standard – EN 1992-1 (2nd draft), Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1: General rules and rules for buildings, (September 2001) [2] ČSN EN 1992-1-1 (Eurocode 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby), prosinec 2004 [3] ACI 209, “Prediction of Creep, Shrinkage, and Temperature Effects in Concrete Structures”, (Manual of Concrete Practice, ACI, 1994), pp. 209R-1 to 209R-47 [4] Bažant Z. P., Baweja S.: “Creep and shrinkage prediction model for Analysis and Design of Concrete Structures”, Model B3 distributed at ACI (April 1998)

IN MEMORIAM

gů, odborníků, kteří dodnes těží z jeho znalostí, životního moudra a zkušeností. V roce 1969 byl v první svobodné volbě zvolen děkanem Stavební fakulty. Volba byla zrušena jako neplatná a stála ho málem vyloučení z fakulty. Prof. Říha se po celý život věnoval hlavně technologii stavebních dílců a vývoji různých druhů betonů. Vyvinul, teoreticky odvodil a patentoval některé, i pro celý svět, nové technologie, např. výrobu tenkých stropních betonových desek, tzv. vibrotažení nebo výjimečný způsob zhutňování, tzv. vibroaktivaci. Jeho teorie zabývající se návrhem složení betonů jsou stále používány při výuce i v praxi. Za nové technologie získal řadu patentů a mnohé z nich jsou dodnes platné i v zahraničí. Dostal také četná ocenění, z nichž si zvláště vážil Zlaté medaile Čsl. prefabrikace, za přínos a zásluhy o rozvoj výroby prefabrikátů v Československu, Čestného doktorátu Vysoké školy technické v Lipsku a Státní ceny za nové technologie stavebních hmot a dílců. Na Technické univerzitě v Bratislavě získal Zlatou medaili za pomoc při budování obdobného oboru jako v Brně. V roce 2001 byl jako respektovaný špičkový odborník zvolen čestným členem České betonářské společnosti. Často se ptáme, kde lidé jako on brali čas na práce tak početné a různorodé. Snad těmito pracemi žili a bez nich ani žít nemohli. Chystal se ještě k dalšímu psaní. Poslední připravovaná kniha „Beton v heslech“ už nevyjde... Zákony přírody, které jako vědec vždy ctil a respektoval, jsou neúprosné. Rozloučení bylo těžké, i když víme, že prožil dlouhý a naplněný život pod heslem: Nezačni končit, nepřestávej začínat! Čest jeho památce.


2/2006

SPEKTRUM SPECTRUM

ZAHA HADID cagské univerzity. Působila jako hostující profesorka na Hochschule für Bildende Künste v Hamburku, Knolton School of Architecture v Ohiu, Columbia University v New Yorku a Yale University v New Haven v Connecticutu. Je čestnou členkou American Academy of Arts and Letters a členkou American Institute of Architecture. V současné době působí jako profesorka na Vysoké škole užitého umění ve Vídni. V roce 2004 získala jako první žena v historii architektury nejvýznamnější světové ocenění – Pritzkerovu cenu [1].

Světově proslulá architektka Zaha Hadid se narodila roku 1950 v Bagdádu v Iráku. Studovala nejprve matematiku na American University v Bejrútu v Libanonu, poté architekturu na Architectural Association v Londýně. V letech 1977 až 1980 spolupracovala s Remem Koolhaasem a Eliou Zenghelisem v Office for Metropolitan Architecture (OMA), roku 1979 založila v Londýně vlastní kancelář Zaha Hadid Architects. Vyučovala na Architectural Association, na katedře architektury Graduate School of Design Harvardské univerzity a na fakultě architektury ChiObr. 1 Hasičská zbrojnice Vitra– noční pohled

Obr. 3 Landscape Formation One – noční pohled

60

Obr. 2 Hasičská zbrojnice Vitra – denní pohled

Zaha Hadid je pověstná svým dekonstruktivistickým pojímáním stavební formy. K danému směru dospěla během studií na londýnské Architectural Association ve skupině architektů experimentujících s odkazem ruských konstruktivistů. Její stavby jsou jako expresionistické skulptury plné neklidu a dynamiky. Podobný koncept charakterizuje stavbu hasičské zbrojnice nábytkářské firmy Vitra ve Weil am Rhein v Německu (1993, obr. 1, 2). Budova s ostrými hranami z monolitického pohledového železobetonu odráží jisté napětí a permanentní připravenost k hasičskému zásahu. Zcela netradiční je zde absence pravého úhlu v interiéru. Nejrozlehlejší část stavby tvoří garáže, na jejichž podlaze jsou otištěny startovací dráhy vozidel. V severní části budovy BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2006

SPEKTRUM SPECTRUM

Obr. 4 Skokanský můstek Bergisel – pohled z dálky

se nacházejí šatny a sociální zařízení pro hasičský sbor, v patře pak jídelna s kuchyňským pultem a terasa, z níž lze vidět území Německa, Francie i Švýcarska. Poté, co Vitra přestoupila na centrální hlásiče požáru ve výrobních halách, ztratila hasičská zbrojnice svůj význam. Dnes je v ní umístěna expozice sta kusů

sedacího nábytku přibližující vývoj jeho designu. Vedle hasičské zbrojnice zrealizovala Zaha Hadid ve Weil am Rhein pro firmu Vitra další mistrovské dílo v podobě zahradního pavilonu s názvem Landscape Formation One (1999, obr. 3) [3]. Pavilon se nachází na okraji výstavní-

Obr. 6 Phaeno Science Center – exteriér

Obr. 5 Skokanský můstek Bergisel – noční pohled Obr. 7 Phaeno Science Center – interiér

ho parku na ploše 845 m2 a zahrnuje výstavní sál, kavárnu, kanceláře a příslušenství parku. Architektonickou formu pavilonu tvoří tři odlišné betonové pásy, z nichž dva běží paralelně a třetí esovitý je protíná. Expresívní podoba domu z pohledového betonu v kombinaci se sklem se promítá i do interiéru, kde výstavní sál s kavárnou nabízí oživující prostorové kreace. Celou kompozici zajímavě doplňuje dřevěný obklad v prostoru vchodu a kanceláří místní asociace ochrany životního prostředí. Vedle mnoha nerealizovaných projektů je Landscape Formation One jedním z mála příkladů dekonstruktivistických BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2006

61

SPEKTRUM SPECTRUM

Obr. 8 Salerno Maritime Terminal, Itálie

krajinných forem, jejichž jemné protáhlé linie rozdělují časoprostor a vytvářejí novou krajinu s novými křivkami [2]. V prosinci 1999 Zaha Hadid vyhrála mezinárodní soutěž na nový Skokanský můstek Bergisel v Innsbrucku (2002, obr. 4, 5). Hora Bergisel nad městem Innsbruck hostila zimní olympijské hry v letech 1964 a 1976. V 90. letech minulého století začal sportovní areál čelit potížím, zázemí nevyhovovalo mezinárodním pravidlům a skokani na lyžích létali mnohem dál než v 60. letech, proto bylo nutné přistoupit k zásadní

Obr. 9 Sheik Zayad Bridge, Abú Dhabí, Spojené arabské emiráty

Obr. 10 Knihovna v Pau, Francie

62

přestavbě. Původní olympijský můstek od inženýra Horsta Passera z roku 1926 musel udělat místo nové konstrukci Zahy Hadid, která je kombinací betonové věže vysoké téměř 50 m a můstku dlouhého 90 m. Úzká věž má na vrcholu vyhlídkovou terasu a k transportu do kavárny s panoramatickým výhledem slouží dva výtahy [5]. Další pozoruhodný projekt Zahy Hadid Phaeno Science Centre (2005, obr. 6, 7) v německém Wolfsburgu doslova bourá hranice mezi stavebními prvky. Základy budovy o rozměrech 150 x 80 m tvoří suterénní parkoviště, v němž deset kónických železobetonových sloupů podporuje hlavní dvoupodlažní výstavní prostor o celkové ploše 12 000 m2. Každý ze sloupů na parkovišti má odlišnou geometrii a v horní části mění svůj tvar. Čtyři sloupy jsou protaženy výstavními prostory až k ocelové konstrukci střechy, kterou podpírají. Základová deska, kónické sloupy a většina fasády je z železobetonu bez dilatačBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2/2006

SPEKTRUM SPECTRUM

Obr. 11 Olympijské Aquacentrum v Londýně

Literatura: [1] www.archiweb.cz [2] Krása skrytá v betonu, katalog výstavy fotografií betonových staveb, HeidelbergCement Central Europe, str. 6 [3] Jodidio P.: Architecture Now!, Taschen GmbH, 2001, str. 220-227 [4] Concrete Quarterly, Summer 2004, www.concretecentre.com [5] Oficiální stránky Zahy Hadid: www.zaha-hadid.com

Fotografie: Portrét Zahy Hadid – Steve Double Obr. 1 – 5 – Helene Binet Obr. 6 – Klemens Ortmeyer

V ÝB ĚR

Obr. 12 Výstaviště v Miláně

ních spár a tvoří dohromady samostatnou strukturu. Fasáda je v některých místech zavěšena na stropní desku, někde je stropní deska naopak podporována fasádou. Hranice mezi stěnami a podlažími neexistují, sloupy mají sklon až 45° a plní zároveň funkci dvou stavebních prvků: oblouku a nosníku. Beton byl na stavbě Phaeno Science Centre ukládán do tradičního ručně vyráběného dřevěného bednění [4].

DALŠÍC H PROJEKTŮ

Z AHY H ADID

typ stavby

název

místo

kulturní

Muzeum 19. století

Londýn, Velká Británie

rok dokončení 1978

Nizozemský Hague, Nizozemí 1979 parlament (rozšíření) Bydlení pro irského Dublin, Irsko 1980 administrativní premiéra výšková The Peak Hong Kong, Čína 1983 Hamburk, 1986 dopravní Hamburg Docklands Německo administrativní IBA – Hochhaus Berlín, Německo 1994 kulturní Budova opery Cardiff, V. Británie 1994 administrativní Komplex Spittelmarkt Berlín, Německo 1998 Serpentine Gallery Londýn, 2000 kulturní Pavilion Velká Británie Konečná stanice Štrasburk, Francie 2001 dopravní Hoenheim-sever Muzeum moderního Řím, Itálie 2003 kulturní umění Maxxi Contemporary Arts Cincinnati, USA 2004 kulturní Centre administrativní Centrála BMW Lipsko, Německo 2005 dopravní Viadukty Spittelau Vídeň, Rakousko 2005 Rozšíření muzea Kodaň, Dánsko 2005 kulturní Ordrupgaard 2006 Salerno Maritime Salerno, Itálie dopravní Terminal (obr. 8) 2007 dopravní Sheik Zayad Bridge Abú Dhabí, SAE (obr. 9) CMA CGM Marseilles, 2008 administrativní Headquarters Francie Napoli-Afragola Neapol, Itálie 2008 dopravní Station 2008 kulturní Pau Library Pau, Francie (obr. 10) 2008 Olympic Aquatic Londýn, sportovní Centre Velká Británie (obr. 11) 2014 Milano Fiera Milán, Itálie výšková Masterplan & Tower (obr. 12) administrativní

Kreativita Zahy Hadid významně poznamenala tvář světové architektury na přelomu dvou tisíciletí. Její nespočetné realizace, které najdeme na evropském a americkém kontinentu i v arabském světě, charakterizuje graciézní vrstvení, křížení a průniky objemů [2]. Redakce BETON TKS děkuje ateliéru Zahy Hadid za poskytnutí podkladů. kj, jm


2/2006

63

AKTUALITY TOPICAL

SUBJECTS

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KON FE R E NC E A SYM P OZIA V

ČR

STR UCTU R AL FAU LTS & R EPAI R 2006 11. mezinárodní konference Termín a místo konání: 13. až 15. června 2006, Edinburgh, Skotsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.structuralfaultsandrepair.com, viz BETON TKS 6/2005

MOST Y 2006 11. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 27. a 28. dubna 2006, Hotel Voroněž, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], viz BETON 6/2005

CONCR ETE SOLUTION 2. mezinárodní konference o opravách betonových konstrukcí Termín a místo konání: 27. až 29. června 2006, St. Malo, Bretaň, Francie Kontakt: e-mail: [email protected], www.concrete-solutions.info, dále viz BETON TKS 4/2005

V ÝROB KY P RO B ETONOVÉ KONSTR U KCE 2006 Seminář Termín a místo konání: 18. května 2006, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz

B R I DGE MAI NTENANCE, SAF ET Y AN D MANAGEM ENT 3. IABMAS konference Termín a místo konání: 16. až 19. července 2006, Porto, Portugalsko Kontakt: [email protected], www.iabmas06.com, dále viz BETON TKS 5/2005

B Í LÉ VANY – VODOTĚSN É KONSTR U KCE Z KONSTR U KČN Í HO B ETON U Školení Termín: 22. května 2006, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbz.cz SANACE 2006 16. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 24. a 25. května 2006, Brno, Rotunda pavilonu A Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz TĚŽBA A ŽIVOTN Í P ROSTŘ EDÍ VE STŘ EDN Í EVROP Ě 1. ročník mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. a 13. června 2006, Hotel Holiday Inn, Brno Kontakt: Mgr. David Póč, Těžební unie, Slavíčkova 827/1a, 638 00 Brno, tel.: 545 193 411, [email protected], [email protected] EXPO MOKR Á 2006 VI. ročník Mezinárodního demonstračního veletrhu strojů a zařízení pro těžební průmysl, úpravnický průmysl a stavebnictví Termín a místo konání akce: 14. až 17. června 2006, kamenolom Mokrá u Brna Kontakt: Renata Netoušková, Těžební unie, Slavíčkova 827/1a, 638 00 Brno, tel.: 545 193 411, [email protected], [email protected], www.tezebni-unie.cz, odkaz Expo CONCR ETE STR UCTU R ES FOR TR AF F IC N ET WOR K 2. středoevropský betonářský kongres • výstavba, správa a údržba mostních objektů v ČR • mosty v České republice, Evropě a ve světě • stavební činnost v oboru mostního stavitelství Termín a místo konání: 21. a 22. září 2006, Hradec Králové Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz

ZDĚN É A SM ÍŠEN É KONSTR U KCE 4. konference Termín a místo konání: 19. října 2006, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz 13. B ETONÁŘSKÉ DNY + V ÝSTAVA B ETON 2006 Termín a místo konání: 29. a 30. listopadu 2006, KC Aldis, Hradec Králové Kontakt: e-mail: [email protected], www.cbz.cz KON FE R E NC E A SYM P OZIA

OPERATION, MAINTENANCE AND REHABILITATION OF LARGE INFRASTRUCTURE PROJECTS, BRIDGES AND TUNNELS IABSE konference Termín a místo konání: 15. až 17. května 2006, Kodaň, Dánsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.iabse2006.dk, dále viz BETON TKS 5/2005 I NTER NATIONAL CON F ER ENCE ON B R I DGES Termín a místo konání: 21. až 24. května 2006, Dubrovník, Chorvatsko Kontakt: e-mail: [email protected], dále viz BETON TKS 5/2005 SECON D fib CONGR ESS Termín a místo konaní: 5. až 8. června 2006, Neapol, Itálie Kontakt: e-mail: [email protected], www.naples2006.com, viz BETON TKS 1/2006 EU ROP EAN SYM P. ON SERVICE LI F E AN D SERVICEAB I LIT Y OF CONCR ETE STR UCTU R ES ESCS 2006 Mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 12. až 14. června 2006, Helsinki, Finsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.escs.fi, viz BETON TKS 6/2005

64

6TH fib I NTER NATIONAL P H D SYM POSI U M I N CIVI L ENGI N EER I NG Termín a místo konání: 23. a 26. srpna 2006, Zurich, Švýcarsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.phdce6.ethz.ch, viz BETON TKS 1/2006 CON F ER ENCE TEXTI LE R EI N FORCED CONCR ETE – ICTRC 1. mezinárodní konference RILEM a Workshop on Numerical Modelling of Quasi-Brittle Reinforced Composites Termín a místo konání: 6. a 7. září 2006, RWTH Aachen University, Německo Kontakt: e-mail: [email protected], web: http://sfb532.rwth-aachen.de/ictrc, viz BETON TKS 6/2005 R ESPON DI NG TO TOM MOROW‘S CHALLENGES I N STR UCTU R AL ENGI N EER I NG IABSE sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. září 2006, Budapešť, Maďarsko Kontakt: http://www.iabse.hu, http://www.iabse.org/conferences/budapest2006/, e-mail: [email protected], dále viz BETON TKS 4/2005 CONCR ETE ROADS 2006 10. mezinárodní symposium Termín a místo konání: 18. až 22. září 2006, Brusel, Belgie Kontakt: FEBELCEM, Ms. Sonja Bruyninckx, tel.: +322 645 5238, fax: +322 640 0670, e-mail: [email protected], www.concreteroads2006.org

P R AVDĚPODOB NOST POR UŠOVÁN Í KONSTR U KCÍ – P P K2006 2. celostátní konference Termín a místo konání: 3. a 4. října 2006, Fakulta stavební VUT v Brně, Veveří 331/95 Kontakt: Karin Vejvodová, VEDA Brno, Díly 241, 664 61 Rebešovice, tel./fax: 543 217 573, tel.: 541 212 429, fax: 541 211 189, e-mail: [email protected], [email protected], www.uam.cz/PPK2006

ZAHRANIČNÍ

SHORT AN D M EDI U M SPAN B R I DGES CSCE konference Termín a místo konání: 23. až 25. srpna 2006, Montreal, Kanada

CONCR ETE I N HOT AN D AGGR ESSIVE ENVI RON M ENTS 8. mezinárodní konference a výstava • advanced reinforcements • high strength concrete, new developments in admixtures • innovative construction techniques • concrete protection and repair, demolition of concrete structures Termín a místo konání: 27. až 29. listopadu 2006, Gulf Hotel, Bahrain Kontakt: The Conference Secretariat – Concrete VIII, Bahrain Society of Engineers, P. O. Box 835, Manama, Bahrain, tel.: +973 177 27 100, fax: +973 177 29 819, e-mail: [email protected], www.mohandis.org, www.engineer-bh.com/icce/ 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: Symposium secretariat, fib Croatian Member Group, Janka Rakuse 1, 10000 Zagreb, Croatia, tel.: +385 146 39 329, fax: +385 161 25 100, e-mail: [email protected], www.igh.hr/fib-dubrovnik-2007 (ve výstavbě) 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 • performance of concrete under severe environment and loading • new design concepts and methods for long-term performance, robustness with respect to loading hazards and sustainability of concrete structures • new and special concrete for (ultra-)severe conditions • repair and strengthening of under-performing structures • operation and preventive maintenance of existing concrete structures Kontakt: Francoise Bourgain, tel.: +331 445 828 22, www.consec07.fr 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 • infrastructure as a unifying concept • traffic structures – built for a long and efficient life • important design consideration – design for durability, sustainability and movements • check engineering and monitoring – international review on quality control system Termín a místo konání: 19. až 21. září 2007, Weimar, Německo Kontakt: IABSE 2007, Bauhaus-Universität Weimar, D-99421 Weimar, Germany, tel.: +493 643 582 007, fax: +493 643 582 017, e-mail: [email protected], www.iabse.org, www.iabse2007.de


2/2006

POZVÁNKA NA SEMINÁŘ A VÝZVA K PŘIHLÁŠENÍ ODBORNÉHO PŘÍSPĚVKU

Česká betonářská společnost ČSSI a ČBS Servis, s. r. o. www.cbz.cz

Seminář

MODERNÍ VÝROBKY PRO BETONOVÉ KONSTRUKCE 2006

ODBORNÉ ZAMĚŘENÍ SEMINÁŘE Po šesti letech se Česká betonářská společnost ČSSI (ČBS) vrací k tématu speciálních výrobků používaných jednak při výrobě, manipulacích a přepravě betonových prvků i celých konstrukcí, jednak při zajištění jejich dlouhodobé funkční spolehlivosti a koneckonců i jejich trvanlivosti a přitažlivého designu. Betonové konstrukce budov i mostů a dalších inženýrských konstrukcí jsou stále sofistikovanější díla, v nichž se kromě kombinace různých základních materiálů a monolitů s prefabrikovanými dílci ve stále větší míře uplatňují právě nejrůznější speciální přípravky, výrobky a komponenty, které vlastní betonovou konstrukci doplňují, zhodnocují i krášlí. Seminář bude zaměřen především na ty skupiny výrobků, které mají v současnosti pro betonové konstrukce největší význam a na ty, u nichž je technický a kvalitativní vývoj v posledních letech nejvýraznější. Přednášky se budou zaměřovat jak na speciální návrhové postupy, tak na technologické otázky jejich vhodného používání a problematiku jejich certifikace. Přiměřený prostor bude tentokrát dán i odborně-komerční prezentaci některých progresivních výrobků a diskuzi k jednotlivým skupinám výrobků. Do programu však nebudou přijaty výrazně komerční příspěvky, vědecký výbor bude preferovat odbornou, tj. technickou a technologickou stránku výrobků a především prezentaci zkušeností s jejich praktickým použitím. Cílem semináře je seznámit technickou veřejnost co nejuceleněji se současným sortimentem, výhodami a podmínkami použití výrobků pro betonové konstrukce a napomoci tak jejich širšímu uplatnění v souladu s trendy moderního betonového stavitelství. Seminář doprovodí výstava sortimentu a technologií firem, které se na produkci nebo dovoz tohoto typu výrobku pro beton zaměřují. TEMATICKÉ OKRUHY SEMINÁŘE A Výrobky pro úpravu a těsnění spár B Ložiska a výrobky pro řešení dilatačních spár C Kotevní a manipulační přípravky D Výrobky pro zajištění krytí a prostorového uspořádání výztuže E Výrobky pro řešení speciálních detailů konstrukcí F Ztracená bednění G Výrobky upravující vzhled povrchu betonu H Příklady realizací, stavby s využitím speciálních vestaveb TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ Seminář a doprovodná výstava se budou konat ve čtvrtek 18. května 2006 v Malém sále kulturního domu Krakov v Praze 8, Těšínské ul. 600.

18. května 2006 Praha, Kulturní dům Krakov

KONTAKTNÍ SPOJENÍ, DALŠÍ INFORMACE Pro další informace se obracejte na: Českou betonářskou společnost ČSSI (ČBS): koncepce a odborná náplň semináře ČBS Servis, s. r. o.: organizace semináře, možnosti firemní prezentace * Samcova 1, 110 00 Praha 1 ( 222 316 195, 222 316 173 4 222 311 261 [email protected], [email protected] J URL www.cbz.cz

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 V ODOHOSPODÁŘSKÉ STAVBY

Recommend Documents